“Estudo do Efeito “Bake Hardening” nos
Aços BH 180 E BH 220 Galvanizados pelo
Processo de Imersão a Quente”
GIULIANO CASTELO BRANCO DIAS
UNESP
Faculdade de Engenharia do Campus de Guaratinguetá
Guaratinguetá
2011
GIULIANO CASTELO BRANCO DIAS
ESTUDO DO EFEITO “BAKE HARDENING” NOS
AÇOS BH 180 E BH 220 GALVANIZADOS PELO
PELO PROCESSO DE IMERSÃO A QUENTE
Dissertação apresentada à Faculdade de
Engenharia do Campus de Guaratinguetá,
Universidade Estadual Paulista,
para
a
obtenção do título de Mestre em Engenharia
Mecânica na área de Projetos e Materiais.
Orientador: Prof. Dr. Tomaz Manabu Hashimoto
Guaratinguetá
2011
D541e
Dias, Giuliano Castelo Branco
Estudo do efeito "bake hardening" nos aços BH180 e BH220
galvanizados pelo processo de imersão a quente / Giuliano Castelo Branco
Dias – Guaratinguetá : [s.n], 2011.
97 f : il.
Bibliografia: f. 82-87
Dissertação (Mestrado) – Universidade Estadual Paulista, Faculdade de
Engenharia de Guaratinguetá, 2011.
Orientador: Prof. Dr. Tomaz Manabu Hashimoto
1. Aço I. Título
CDU 669.14 (043)
DADOS CURRICULARES
GIULIANO CASTELO BRANCO DIAS
NASCIMENTO
25.10.1971 – Volta Redonda / RJ
FILIAÇÃO
Edimar Wilson Dias
Dirce Castelo Branco Dias
1990/1996
Curso de Graduação
Escola de Engenharia Industrial Metalúrgica de Volta
Redonda - Universidade Federal Fluminense
1999/2000
Curso de Especialização em Gerência Empresarial
Universidade de Taubaté – MBA/ UNITAU
2010/2011
Curso de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica,
Nível de Mestrado, na Faculdade de Engenharia do
Campus de Guaratinguetá da Universidade Estadual
Paulista/ UNESP
DEDICATÓRIA
Agradeço de modo especial, à milha filha Rayssa, que
com os seus anos de vida, foi a grande incentivadora
para que eu continuasse no curso, e à minha esposa
Renata.
AGRADECIMENTOS
Em primeiro lugar agradeço a Deus, fonte da vida e da graça. Agradeço pela
minha vida, minha inteligência, minha família e meus amigos.
À minha mãe Dirce e as minhas irmãs Bianca e Ana Paula, que apesar das
dificuldades enfrentadas, sempre incentivaram meus estudos.
Ao meu orientador, Prof. Dr. Tomaz Manabu Hashimoto, pelo incentivo,
direção, ensinamentos e espírito crítico durante todo o periodo de aprendizado.
Aos professores do curso de Mestrado em Materiais, Prof. Dr. Marcelo dos
Santos Pereira e Dr. Tomaz Manabu Hashimoto pelos ensinamentos.
Aos meus colegas de turma, Luiz Zamora, Carolina de Carvalho Kakumu (em
memória) e Ana Carolina Rodrigues pelo estudo e troca de experiências.
Ao Eng.o Ms. Fabiano Augusto Vallim Fonseca, pela orientação e grande ajuda
prestada para realizar este trabalho.
Aos técnicos da área de Qualidade da CSN, em especial ao Sr. João José de
Moraes, que em nenhum momento mediram esforços para me ajudar na execução dos
ensaios e no transporte de amostras ao Centro de Pesquisas da CSN.
Aos funcionários da CSN Marcelo Fernandes da Silva, Beethoven Max da Silva,
Richard William Boarin, Marcelo Pereira de Oliveira, Priscila Maria Ladeira, Felipe
Maia Picinini e aos estagiários da CSN pela ajuda e paciência na execução das
experiências.
Ao supervisor José Carlos dos Santos responsável pela área de materiais da
General Motors do Brasil que foi fundamental no meu crescimento profissional.
“Ultrapassar os limites não é um erro
menor do que ficar aquém deles”
Confúcio
DIAS, G. C. B. Estudo do efeito “bake hardening” nos aços BH180 e BH220
galvanizados pelo processo de imersão a quente. 2011. 97 f. Dissertação (Mestrado
em Engenharia Mecânica) – Faculdade de Engenharia do Campus de Guaratinguetá,
Universidade Estadual Paulista, Guaratinguetá, 2011.
RESUMO
O presente trabalho estudou as variáveis de fabricação no processo na linha
de galvanização contínua por imersão a quente, simulando o processo de conformação
e a cura da pintura nas montadoras, visando avaliar as condições de deformação,
tempo, temperatura e o envelhecimento desde o tempo de estocagem até a
conformação dos aços ultra baixo carbono semi-estabilizado ao Nióbio para obtenção
de índices de bake hardening (IBH) satisfatórios, visando o atendimento e a garantia
das especificações dos aços BH180 e BH220. Para a execução das análises, utilizou-se
o laboratório de controle da qualidade da empresa, onde foram retirados corpos de
prova para ensaios de tração e do índice bake hardening seguindo os procedimentos
conforme a norma requisitada. O ensaio padrão de bake hardening (BH) consiste em,
deformar o corpo de prova até 2%, interromper o ensaio, aquecer o material na estufa
por 20 minutos a 170ºC e após resfriamento, dar continuidade ao ensaio. O cálculo do
índice de BH foi especificado segundo a norma DIN BS EN 10325. Este trabalho
visou a comparação entre dois testes de envelhecimento, um em condição natural e
outro artificial. Na condição natural, os corpos de prova foram deixados em
temperatura ambiente durante o período de seis meses e, na condição artificial, as
variáveis tempo e temperatura foram analisadas. A garantia do tempo de estocagem
está sendo discutida entre as montadoras e as usinas. A condição padrão para a
simulação do ensaio de aços bake hardening, avaliou a influência de cada variável e
verificou que o índice de BH está dentro do especificado em norma, sendo encontrado
o valor de 49,0 MPa para o aço BH180 e de 45,0 MPa para o aço BH220. As variáveis
mencionadas são importantes para o incremento do índice de BH principalmente a prédeformação que tem influência significante. Os aços estudados não parecem exercer
grande influência sobre o envelhecimento após a produção no período de tempo
avaliado.
Palavras
chave:
Envelhecimento.
Aços
bake
hardening
(BH).
Características
mecânicas.
DIAS, G. C. B. Study of the effect "bake hardening" in BH180 and BH220 steels
by hot dip galvanized process. 2011. 97 f. Dissertation (Master in Mechanical
Engineering with emphasis on Materials Science) – Faculdade de Engenharia do
Campus de Guaratinguetá, Universidade Estadual Paulista, Guaratinguetá, 2011.
ABSTRACT
This paper studied the variables in the manufacture process in continous hot
dipped galvanizing line, simulating the process of drawing and curing of paint in the
automakers, to evaluate the conditions of deformation, temperature, time and aging
from storage time to drawing of ultra low carbon steel semi-stabilized to achieve a
reasonable bake hardening index (BH) in order to find the specifications and warranty
BH180 and BH 220 steels. For the application of tests, it was use the quality
control laboratory of the company`s, where specimens were removed for tensile
tests and bake hardening index (BH) following the standard procedures as required.
The bake hardening (BH) pattern test consists of deforming the specimen until
2%, stop the test, after heating the material in an oven for 20 minutes at 170 ° C
and after air cooling, continue the trial. The calculation of a reasonable bake
hardening index (BH) was specified according to DIN BS EN 10325. This
study
aimed to compare two aging tests, one in natural and the other one in artificial
condition. In natural condition, the specimens were left at room temperature for
a period
of
six months, and
in artificial
condition, time
and temperature
variables were analyzed. The warranty of the storage time is being discussed
between the automakers and steel plants. The default condition for the simulation
of the bake hardening
steels test, evaluated the influence of each variable
and found out that bake hardening index (BH) is within the specified standard,
and with values of 49.0 MPa for BH180 steel and 45.0 MPa for BH220 steel. The
variables mentioned are important for increasing the bake hardening index (BH)
mainly pre-deformation has a significant influence. The steels studied seem not to
have great influence on aging after the production in the time period evaluated.
KEYWORDS: Bake hardening steels (BH). Mechanical characteristics. Aging.
LISTA DE FIGURAS
FIGURA 1 – Desafios para o mercado automotivo ................................................ 20
FIGURA 2 – Fluxograma geral da linha de galvanização contínua por imersão
a quente ..................................................................................................................... 25
FIGURA 3 – Curva tensão versus deformação sob tração para um metal que
apresenta o escoamento descontínuo ........................................................................ 29
FIGURA 4 – Ilustração do mecanismo do bake hardening em aços ULC .............. 30
FIGURA 5 – Ilustração esquemática do aumento de limite de escoamento
devido ao envelhecimento ........................................................................................ 31
FIGURA 6 – Endurecimento por cozimento e ponto alongamento em função
da quantidade de soluto de carbono......................................................................... 34
FIGURA 7 – Efeito da temperatura de recozimento no índice de BH em uma
chapa de aço resfriada rapidamente após recozimento à 870ºC ............................... 36
FIGURA 8 – Ciclos térmicos na produção de aços BH em linhas de galvanização por imersão a quente, baseados nas evoluções microestruturais durante o
resfriamento ............................................................................................................. 37
FIGURA 9 – O tamanho de grão em função dos teores de carbono e nitrogênio e o efeito BH ....................................................................................................... 38
FIGURA 10 – Influência do tamanho de grão e concentração dos átomos de
carbono em relação a difusão dos solutos .............................................................. 39
FIGURA 11 – Efeito da temperatura de bobinamento sobre as propriedades
mecânicas de aços recozidos contínuamente .......................................................... 41
FIGURA 12 – Micromecanismo do envelhecimento ............................................... 43
FIGURA 13 – Curva tensão-deformação de um aço baixo carbono recozido
e ensaiado até o ponto A, descarregado e reensaiado ............................................. 45
FIGURA 14 – Procedimento esquemático para obtenção do índice de envelhecimento ................................................................................................................ 47
FIGURA 15 – Relação entre o índice de envelhecimento e o alongamento no
patamar de escoamento ............................................................................................. 47
FIGURA 16 – Análise da temperatura no corpo de prova na posição horizon-
tal dentro da estufa.................................................................................................... 50
FIGURA 17 – Grau de influência das variáveis no IBH no aço BH180 ................. 59
FIGURA 18 – Grau de influência das variáveis no IBH no aço BH220 ................. 59
FIGURA 19 – Gráfico do grau de deformação e tempo de envelhecimento
em relação ao índice de BH para o aço BH180 ........................................................ 60
FIGURA 20 – Gráfico do grau de deformação e tempo de envelhecimento
em relação ao índice de BH para o aço BH220 ........................................................ 61
FIGURA 21 – Gráfico do tempo de envelhecimento com grau de deformação em relação ao índice de BH para o aço BH180 ................................................. 61
FIGURA 22 – Gráfico do tempo de envelhecimento com grau de deformação em relação ao índice de BH para o aço BH220 ................................................. 62
FIGURA 23 – Análise do índice de BH com o tempo para os aços BH180 e
BH220 ....................................................................................................................... 63
FIGURA 24 – Análise do índice de BH com a pré-deformação para os aços
BH180 e BH220 ....................................................................................................... 64
FIGURA 25 – Análise do índice de BH com a temperatura para os aços BH
180 e BH220 ............................................................................................................. 64
FIGURA 26 – Gráfico do limite de escoamento com o tempo do aço BH180
Envelhecimento natural ............................................................................................ 67
FIGURA 27 – Gráfico do limite de escoamento com o tempo do aço BH180
Envelhecimento artificial simulando a condição natural ......................................... 67
FIGURA 28 – Gráfico com a regressão linear do limite de escoamento
com o tempo do aço BH180 – Envelhecimento natural e artificial ........................ 68
FIGURA 29 – Gráfico do alongamento com o tempo do aço BH180 – Envelhecimento natural .................................................................................................... 68
FIGURA 30 – Gráfico do alongamento com o tempo do aço BH180 – Envelhecimento artificial simulando a condição natural .................................................. 69
FIGURA 31 – Gráfico com a regressão linear do alongamento com o tempo
do aço BH180 – Envelhecimento natural e artificial ......................................... ..... 69
FIGURA 32 – Gráfico do limite de escoamento com o tempo do aço BH220
– Envelhecimento natural ........................................................................................ 70
FIGURA 33 – Gráfico do limite de escoamento com o tempo do aço BH220
– Envelhecimento artificial simulando a condição natural ..................................... 71
FIGURA 34 – Gráfico com a regressão linear do limite de escoamento com
o tempo do aço BH220 – Envelhecimento natural e artificial ................................ 71
FIGURA 35 – Gráfico do alongamento com o tempo do aço BH220 – Envelhecimento natural .................................................................................................... 71
FIGURA 36 – Gráfico do alongamento com o tempo do aço BH220 – Envelhecimento artificial simulando a condição natural .................................................. 72
FIGURA 37 – Gráfico com a regressão linear do alongamento com o tempo
do aço BH220 – Envelhecimento natural e artificial ......................................... ..... 72
FIGURA 38 – Gráfico do limite de escoamento com o tempo do aço BH180
– Simulação artificial ............................................................................................... 74
FIGURA 39 – Gráfico do alongamento com o tempo do aço BH180 – Simulação artificial ........................................................................................................... 74
FIGURA 40 – Gráfico com a regressão linear do limite de escoamento com
o tempo do aço BH180 – Envelhecimento natural e artificial ............................... 75
FIGURA 41 – Gráfico com a regressão linear do alongamento com o tempo
do aço BH180 – Envelhecimento natural e artificial ......................................... .... 75
FIGURA 42 – Gráfico do limite de escoamento com o tempo do aço BH220
– Simulação artificial ............................................................................................... 76
FIGURA 43 – Gráfico do alongamento com o tempo do aço BH220 – Simulação artificial ........................................................................................................... 76
FIGURA 44 – Gráfico com a regressão linear do limite de escoamento com
o tempo do aço BH220 – Envelhecimento natural e artificial ................................. 77
FIGURA 45 – Gráfico com a regressão linear do alongamento com o tempo
do aço BH220 – Envelhecimento natural e artificial ......................................... ..... 77
FIGURA 46 – Análise metalográfica do aço BH180 (antes da estocagem).............78
FIGURA 47 – Análise metalográfica do aço BH220 (antes da estocagem)..............78
FIGURA 48 – Análise metalográfica do aço BH180 (após estocagem)....................79
FIGURA 49 – Análise metalográfica do aço BH220 (após estocagem)....................79
LISTA DE TABELAS
TABELA 1 – Composição química dos aços BH180 e BH220 ............................... 48
TABELA 2 – Propriedades mecânicas especificadas .............................................. 48
TABELA 3 – Valores calculados de tempo para simulação do envelhecimento .... 54
TABELA 4 – Carbono em Solução sólida .............................................................. 56
TABELA 5 – Propriedades mecânicas dos materiais conforme produzidos .......... 57
TABELA 6 – Valores médios de BH do ensaio de dois CP´s em função da
temperatura, tempo e deformação (BH180) ..................................... 57
TABELA 7 – Valores médios de BH do ensaio de dois CP´s em função da
temperatura, tempo e deformação (BH220) ..................................... 58
TABELA 8 – Comparação do valor médio do IBH para cada condição analisada no tipo de aço.................................................................................................... 65
TABELA 9 – A relação entre o envelhecimento natural e artificial ........................ 73
LISTA DE QUADROS
QUADRO 1 – Teste de envelhecimento natural ...................................................... 51
QUADRO 2 – Teste de envelhecimento artificial.................................................... 52
LISTA DE ABREVIATURAS, SIGLAS E SÍMBOLOS
Al
- Alumínio
BH
- Bake Hardening
C
- Carbono
ºC
- Grau Celsius (unidade de temperatura)
CP
- Corpo de Prova
Cs
- Carbono em solução
CSN
- Companhia Siderúrgica Nacional
GDZ
- Gerência de Desenvolvimento de Zincados
H
- Hora
IBH
- Índice Bake Hardening
IE
- Índice de Envelhecimento
K
- Graus Kelvin (unidade de temperatura)
Min
- Minuto
Mn
- Manganês
MPa
- Mega Pascal
N
- Nitrogênio
Nb
- Nióbio
P
- Fósforo
Ppm
- Partes por milhão
S
- Enxofre
Si
- Silício
TG
- Tamanho de grão
Ti
- Titânio
WH
- Work Hardening
Zn
- Zinco
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO .................................................................................................. 20
1.1 Considerações sobre o trabalho .......................................................................... 20
1.2 Justificativa ......................................................................................................... 22
1.3 Objetivos ............................................................................................................. 22
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA .......................................................................... 23
2.1 Aços bake hardening .......................................................................................... 27
2.2 Mecanismo de endurecimento ............................................................................ 28
2.3 Mecanismo do efeito bake hardening ................................................................. 29
2.4 Fatores que afetam o BH .................................................................................... 32
2.4.1 Efeito dos solutos de carbono e nitrogênio .................................................. 32
2.4.2 Efeito do manganês........................................................................................ 34
2.4.3 Efeito do fósforo ............................................................................................. 35
2.4.4 Efeito do silício ............................................................................................... 35
2.4.5 Efeito do titânio e nióbio ............................................................................... 35
2.4.6 Efeito do tamanho de grão ............................................................................ 37
2.4.7 Efeito da temperatura de bobinamento....................................................... 40
2.4.8 Efeito do processo de recozimento ............................................................... 41
2.4.9 Laminação de encruamento.......................................................................... 42
2.5 Envelhecimento .................................................................................................. 44
2.6 Índice de envelhecimento ................................................................................... 46
3 MATERIAIS E MÉTODOS ............................................................................... 48
3.1 Cálculo do índice de BH..................................................................................... 49
3.2 Efeito da pré-deformação ................................................................................... 49
3.3 Efeito do tempo e da temperatura ....................................................................... 50
3.4 Estudo do envelhecimento .................................................................................. 51
3.5 Caracterização microestrural .............................................................................. 54
4 RESULTADOS E DISCUSSÃO ........................................................................ 56
4.1 Efeito da pré-deformação ................................................................................... 60
4.2 Efeito do tempo de cura no forno ....................................................................... 61
4.3 Efeito da temperatura de cura no forno .............................................................. 62
4.4 Estudo do envelhecimento nos aços revestidos BH180 e BH220 ...................... 66
4.4.1Envelhecimento natural ................................................................................. 66
4.4.2Envelhecimento artificial ............................................................................... 73
4.5 Caracterização microestrutural ........................................................................... 77
5 CONCLUSÕES E COMENTÁRIOS ................................................................ 80
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS...................................................................82
BIBLIOGRAFIA CONSULTADA.........................................................................86
ANEXOS...................................................................................................................88
20
1 INTRODUÇÃO
1.1 Considerações sobre o trabalho
O desenvolvimento de materiais exige desafios, num mercado voltado para a
indústria automobilística onde a principal exigência está descrita conforme a Figura 1,
que relaciona o desempenho e qualidade do material, produção com baixo custo,
tempo hábil de entrega, sustentabilidade, proteção ao meio ambiente e a segurança.
Figura 1 - Desafios para o mercado automotivo (adaptado de GORNI, 2011).
Atualmente, a indústria automobilística deve cumprir duras regulamentações de
proteção ao meio ambiente, como a redução de emissões devido à queima de
combustíveis derivados do petróleo e a segurança dos passageiros. Para mercados
ainda em desenvolvimento, como é o caso do Brasil, as montadoras mantém um
programa de utilização de materiais que permitem a redução de peso da carroceria de
seus automóveis. Na maioria das vezes, a metodologia empregada é a substituição de
21
materiais mais espessos pelos de menor espessura e maior resistência mecânica.
Dentre os materiais que melhor apresentam uma solução de compromisso entre nível
de resistência e conformação estão os aços bake harnening (BH), utilizados em painéis
expostos da carroceria do carro. Diante da crescente preocupação com a qualidade das
chapas metálicas para a confecção de produtos estampados e o mercado cada vez mais
competitivo, é de suma importância a caracterização mecânica e controle de chapas
metálicas para estampagem, assegurando produtos de excelente qualidade, baixo custo
de produção e redução de refugo.
Uma forma de proteção do meio ambiente pode ser feita através da redução de
emissão desses gases na atmosfera por parte dos automóveis. Isto pode ser conseguido
pela diminuição do consumo de combustíveis através da redução de peso dos carros.
Como boa parte dos automóveis é constituído de aços estruturais, o aço tem grande
contribuição na redução do peso e conseqüentemente na redução da emissão de gases.
Porém, ao se tentar aumentar a resistência mecânica desses aços estruturais, torna-se
difícil a sua conformação.
No mercado atual há uma maior exigência dos consumidores da indústria
automobilística por veículos com projetos sofisticados e formas complexas, exigindo
uma boa conformação das chapas destinadas a fabricação de carrocerias. Para atender
estas exigências, e às expectativas de seus clientes, a indústria automobilística
desenvolveu aços com boa conformabilidade e com alta resistência mecânica. Assim,
tornou-se possível oferecer um produto com menor peso e sem perda no desempenho,
proporcionando uma melhor forma e garantindo a segurança do passageiro.
De acordo com as exigências, na década de 1980, surgiu um tipo de aço na forma
de chapas que revolucionou a construção de carrocerias. Buscando contornar estas
dificuldades de conformação, mas atendendo os requisitos necessários de resistência
mecânica para redução de peso, foram desenvolvidos os aços laminados a frio de alta
resistência mecânica endurecíveis por envelhecimento. Estes são os aços endurecíveis
na cura de pintura, após conformação, conhecidos internacionalmente como aços Bake
Hardening (CARVALHIDO, 2007; LORA, 2009).
22
1.2 Justificativas
O cliente busca avaliar as variações permissíveis no processo da cura da pintura
sem comprometer resultados de qualidade com ganhos de produtividade.
A garantia de pouco ou nenhum envelhecimento antes da conformação é
fundamental para os processos de qualidade e logístico. Devido ao efeito do processo
de envelhecimento em aços bake hardening ser de difícil controle e pouco previsível,
para esta experiência decidiu-se então elaborar um tratamento térmico adequado que
fosse capaz de prever o comportamento das propriedades mecânicas dos materiais com
o passar do tempo, fazendo as análises abaixo:
• correlacionar o envelhecimento natural com o artificial;
• estimar a garantia do material em função do envelhecimento;
• comparar os tipos de aço e seus efeitos no envelhecimento;
• estudar a influência da temperatura e do tempo no envelhecimento; e
• definir uma equação cinética correlacionando o tempo e a temperatura para os
aços BH estudados.
1.3 Objetivos
O objetivo principal deste trabalho é estudar a influência de alguns fatores sobre
o índice de BH (efeito Bake Hardening) como a deformação, tempo e temperatura de
cura da pintura, para os aços galvanizados BH180 e BH220.
O estudo consistiu em simular a cura da pintura para avaliar o tempo em quatro
níveis 10min, 20min, 30min e 40min; variando as temperaturas em 150ºC, 170ºC e
190ºC e as deformações em 0%, 1%, 2%, 4% e 8%.
Buscou-se avaliar o envelhecimento destes aços que ocorre no intervalo de tempo
entre o bobinamento e a estampagem fazendo uma simulação real e laboratorial.
23
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
O processo da linha de galvanização contínua confere à chapa de aço uma
camada de revestimento de zinco. Isto garante proteção contra corrosão, excelente
qualidade superficial e ótima estampabilidade, o que faz deste material um produto
indicado para as mais diversas aplicações em todos os setores do mercado.
O fluxo da linha de galvanização contínua é mostrado na Figura 2, que começa
com a seção de entrada que tem o objetivo de realizar o abastecimento contínuo da
linha de galvanização, onde ocorre a preparação das bobinas laminadas a frio
“encruadas”. Esta etapa consiste no desbobinamento, processo em que a bobina
encruada vinda da laminação a frio é desenrolada alternadamente por duas
desbobinadeiras. Em seguida, uma tesoura realiza cortes na tira, início e fim, visando
retirar as pontas, as quais, posteriormente, passam por uma máquina de solda por
resistência elétrica, que permite uma melhor automação.
A seção de limpeza faz remoção dos resíduos oleosos do processo de laminação.
É condição básica que a superfície esteja completamente limpa para o processo de
galvanização. Primeiramente, há uma limpeza alcalina e posteriormente eletrolítica;
além disso, duas máquinas escovadoras e um secador completam a retirada dos
resíduos.
O acumulador de entrada tem como objetivo manter a alimentação contínua do
forno de recozimento, fazendo com que não ocorra interrupção no momento em que a
seção de entrada cessar o envio da tira, durante a preparação de soldagem da mesma.
O aço segue para o forno de recozimento que proporciona um tratamento térmico
para obtenção de uma estrutura adequada e uniforme, visando a obtenção das
propriedades mecânicas desejadas. O forno de recozimento é dividido em cinco
seções, as quais operam com vários ciclos térmicos, de acordo com o tipo de aço. Estas
seções são: pré-aquecimento, aquecimento, austenitização, resfriamento rápido e
equalização. A primeira seção é aquecida pela própria atmosfera do forno, utilizando
gases de exaustão, provenientes dos tubos radiantes da seção de aquecimento. Para
garantir a não oxidação da superfície da tira durante o processo, é produzida, no
24
interior do forno, uma atmosfera protetora. Em seguida o aço passa através de um
outro forno mantido na mesma temperatura do forno de aquecimento. O resfriamento
rápido é feito por meio de quatro zonas de jato de ar direcionados sobre a chapa,
alcançando a equalização, que visa uniformizar o material para o banho de zinco,
operando por meio de resistência elétrica.
A chapa de aço, ao sair da seção de equalização, é rapidamente mergulhada na
cuba de zinco, o que permite um revestimento por uma camada de zinco nas duas
superfícies da tira. A cuba de zinco tem a finalidade de controlar a composição
química e a temperatura do zinco líquido, operando por meio de resistência elétrica.
Após emergir da cuba de zinco, a tira passa por um equipamento que tem sopradores
de nitrogênio (navalha de gás) com controle da pressão, a relação da distância e a
velocidade da tira, a função é controlar o revestimento, assegurando uniformidade,
com controle de espessura em ambas as faces da chapa.
Posteriormente a chapa passa por vários processos de resfriamento ao ar forçado
e a água antes de chegar ao laminador de encruamento.
O laminador de encruamento de uma cadeira (Skin Pass) tem a finalidade de
efetuar o ajuste das propriedades mecânicas da chapa, conferindo características
apropriadas como planicidade e rugosidade para seu emprego. É utilizado
principalmente para eliminar o patamar de escoamento, evitando o aparecimento de
linhas de distensão e quebras na superfície após um leve dobramento ou encurvamento
da chapa recozida. Para isso, usa-se aplicar um leve grau de redução a frio, que varia
de 0,5 a 2% no máximo, o que corresponde a um ligeiro encruamento superficial.
Na seção de saída há um acumulador de tiras, fazendo com que o processo não
seja interrompido no momento em que a seção de saída interrompa o recebimento da
tira para inspeção visual, oleamento nas duas superfícies do material e bobinamento.
25
Figura 2 - Fluxograma geral de uma linha de galvanização contínua por imersão a
quente (OLIVEIRA, 2003).
O fluxograma na indústria automobilística consiste, desde o projeto até o produto
final, cujas etapas são: design, conformação, montagem da carroceria, pintura e
montagem final.
A etapa de design é o primeiro passo no desenvolvimento de um carro. A partir
das informações coletadas da montadora, as equipes de Design, Manufatura e
Produção se reúnem para estudar as estratégias de desenvolvimento do veículo, como
tipo de uso e preço, resultando nos primeiros esboços.
A etapa de conformação é o processo no qual uma chapa adquire o formato
desejado. A conformação por prensagem é largamente utilizada na indústria
automobilística onde se necessita alta produção, baixo índice de sucateamento e rigor
de dimensões.
A conformação por prensagem de chapas finas implica na utilização de uma
matriz, de um anti-ruga para prender a chapa e um punção que força a chapa penetrar
na matriz para dar-lhe a forma adequada da peça final.
As deformações e tensões que ocorrem durante o processo são igualmente
complexas e de difícil avaliação.
O conceito de conformabilidade é baseado, em primeiro lugar, na ruptura. Isto
quer dizer que um material com boas características de conformabilidade não deve
romper durante a deformação. Em segundo lugar vem o conceito de rigidez de forma
(ocorrência de efeito mola – “spring back” – rigidez do produto acabado – Oil
canning, drumming e looseness ) e também a ocorrência de rugas.
26
Portanto, a avaliação da conformação na prensa deve ser realizada levando em
conta não só as propriedades mecânicas, forma, rugosidade, etc. do material, mas
também as condições operacionais e de ferramental em escala industrial.
O fator mais importante que determina o limite de conformabilidade é a
ocorrência de ruptura ou rugas. No entanto ainda existem outros tipos de defeitos que
provocam o retrabalho ou sucateamento da peça conformada. Estes defeitos podem ser
classificados em dois grupos: o primeiro ocorre nos instantes iniciais da operação e
podem ser colocados sob o nome genérico de “ajustamento” da chapa no ferramental,
constituindo principalmente nos seguintes defeitos: superfície quebrada, linhas de
distensão, estufamento localizado, ondulações e rugas e defeitos superficiais variados
(arranhões, marcas, etc.). O segundo grupo ocorre nos estágios finais da conformação
e depois da peça pronta. Dizem respeito à rigidez de forma e são principalmente:
empeno, efeito de mola e baixa resistência mecânica da peça conformada.
A etapa da montagem da carroceria inicia-se na soldagem que as peças moldadas
nas etapas anteriores começam a ser unidas, como um quebra-cabeça, dando forma ao
carro. Depois que a carroceria fica pronta, o assoalho e as laterais são incorporados ao
conjunto complementando a estrutura do veículo.
A etapa da pintura industrial tem como finalidade principal, a proteção
anticorrosiva, e outras finalidades complementares, tais como: finalidade estética;
sinalização; principalmente em segurança industrial; impermeabilização; diminuição
da rugosidade das superfícies; absorção de calor; entre outros.
Alguns aspectos fundamentais devem ser levados em consideração para obtenção
de uma boa pintura como:
• Preparação da superfície: Assim, que sai da área de solda, a carroceria recebe um
tratamento que prepara a superfície das chapas para a pintura final. O requisito básico
para que um revestimento seja aplicado com sucesso é a correta preparação da
superfície. Deve-se remover a carepa de laminação, os respingos de solda, as ferrugens,
as graxas, as sujeiras, os óleos e outros contaminantes.
• Estudo do produto: Tintas são composições químicas líquidas, pastosas ou em pó
capazes de formar película quando aplicadas e após a secagem e/ou cura.
27
• Aplicação: A seleção adequada do método de aplicação e o cuidado com alguns
requisitos básicos como: método de aplicação, técnicas de pintura durante o período de
aplicação, têm influência tão grande no desempenho do esquema de pintura quanto às
tintas utilizadas.
Na etapa da linha de montagem, a primeira peça a juntar-se à carroceria é a
suspensão. Depois são inseridas as rodas, pneus, painel, faróis, freio de mão, carpetes,
bancos traseiros, bancos dianteiro, vidros, pára-choques e as portas laterais. Antes de
chegar nas lojas, o carro é testado em uma pista de teste para verificação de possíveis
falhas.
2.1 Aços bake hardening
A ciência básica dos aços bake hardening segundo Bhadeshia (2008) é bem
entendida em termos de interações entre os solutos interticiais e as discordâncias.
Portanto, o processo do qual a variedade de ligas envolvidas por outras variáveis e
suas interações são influenciadas no controle das propriedades. Os aços bake
hardening consistem principalmente de ferrita contendo um mínimo de carbono
(menor que 25 ppm) em solução sólida. Eles são usados no processo automotivo
principalmente na conformação de painéis externos e posteriormente são pintados na
faixa de temperatura de 150ºC a 200ºC, o carbono é dissolvido e difunde para alguns
pontos livres na migração das discordâncias na operação de conformação.
Segundo OLIVEIRA et al. (2008) estes aços apresentam uma confor-mabilidade
muito boa antes do tratamento térmico e podem suportar estampagens moderadas e
profundas e, após tratamento térmico, podem alcançar níveis de resistência mais altos.
Sendo assim, possuem baixas propriedades mecânicas, na condição de recém
produzidos, adequadas aos processos de estampagem e conformação, que após a
pintura, exibem aumento considerável dessas propriedades, tornando a peça de
espessura fina adequada ao uso e melhor resistência a endentação.
28
Os princípios metalúrgicos do bake hardening são simples de entender, a
expressão quantitativa depende que sejam detalhados os parâmetros da composição
química, deformação e tratamento térmico (DEHGHANI; NEKAHI, 2009).
2.2 Mecanismo de endurecimento
O aumento no limite de escoamento de um aço baixo carbono pode ser
proporcionado por dois mecanismos: o encruamento e o efeito do envelhecimento. O
primeiro resulta do fato de a carroceria ter que ser estampada, envolvendo deformação
plástica moderada e o consequente aumento do limite de escoamento. O segundo
resulta de um tratamento térmico de baixa temperatura que produz a movimentação de
átomos intersticiais para discordâncias. No presente trabalho visa-se otimizar as
condições para a soma do encruamento (devido à estampagem) e o BH (devido à cura
da pintura).
A principal vantagem do aço BH é o baixo limite de escoamento e a elevada
conformabilidade antes do processo de estampagem. Sendo que após o processo de
conformação e pintura, a resistência mecânica ao escoamento terá um incremento entre
30 a 90MPa por cozimento (KVACKAJ et al, 2006).
O fenômeno de endurecimento por deformação plástica pode ser representado
numa curva tensão-deformação, onde se observa o aumento da tensão com a
deformação, conforme Figura 3. A inclinação da curva define a taxa de encruamento,
dσ
dε , isto é, estabelece o aumento de tensão para uma dada variação da deformação.
29
T
e
n
s
ã
o
Deformação
Figura 3 - Curva tensão x deformação sob tração para um metal que apresenta
escoamento descontínuo (OLIVEIRA et al, 2003).
O termo “envelhecimento” geralmente permanece dependente do tempo,
freqüentemente indesejável, alterando as características e as propriedades dos
materiais. Compreendendo aos aços baixo carbono, o envelhecimento resulta no
aumento da tensão de escoamento, tensão de resistência e a dureza, correspondendo o
decréscimo na ductilidade e o aparecimento de descontinuidade no escoamento. O
processo depende do tempo, da temperatura, da segregação, aglomeração e
precipitação de átomos interticiais supersaturados de carbono e nitrogênio .
2.3 Mecanismo do efeito bake hardening
O mecanismo do efeito da cura por cozimento (BH) em aços ultra baixo carbono
e o envelhecimento após deformação é mostrado na Figura 4.
30
Figura 4 - Ilustração do mecanismo do bake hardening em aços ULC (adaptado de
RITESH, 2006).
Durante este tratamento de cura na pintura, os átomos do soluto interticiais, tais
como carbono e nitrogênio, da solução sólida na ferrita, difundem-se em direção às
discordâncias produzidas durante a estampagem. A força matriz (energia de
deformação) e a redistribuição dos solutos reduzem a energia livre do reticulado
cristalino. Isso é conseqüência da difusão do soluto para discordâncias e a
aglomeração formando a atmosfera de Cotrell.
O aço BH “suposto” é controlado pelo mesmo mecanismo responsável pelo
envelhecimento (TIMOKNINA,2008; RITESH,2006; ZHANG et al, 2008).
A primeira e a segunda etapas de envelhecimento após deformação observadas
para o aço Bake Hardening estudado se devem, respectivamente, ao ancoramento das
discordâncias pelos átomos de carbono que formam as atmosferas de discordâncias ao
redor das mesmas e à precipitação de carbonetos coerentes nas discordâncias,
conforme esquema apresentado na Figura 5. Vale ressaltar que o aspecto mostrado na
Figura 5 é resultante de dois processos que não interagem e podem se desenvolver
independentemente. Entretanto, essa superposição irá ocorrer apenas em alguns casos
especiais. Na maioria dos casos práticos, os processos irão interagir e ser dependentes
um do outro levando a uma situação mais complexa (ELSEN; HOUGARDY, 1993).
31
Primeira etapa :
Segunda etapa:
Efeito Cottrell
Efeito Cottrell e precipitação de
carbonetos
Ancoramento das
discordâncias por efeito
Cottrell
Precipitação de carbonetos
Logarítimo do tempo de envelhecimento
Figura 5 - Ilustração esquemática do aumento de limite de escoamento devido ao
envelhecimento (adaptado de ELSEN; HOUGARDY, 1993).
A cinética de envelhecimento de um aço ultra baixo carbono, produzido em
escala industrial, foi estudada e observado dois estágios distintos de envelhecimento.
No primeiro estágio foi obtido um aumento máximo do valor BH de 30 MPa após
tratamento a 100ºC por 20 min, o qual foi independente da pré-deformação. O segundo
estágio ocorreu em temperaturas acima de 170ºC, com um patamar de saturação de 40
MPa observado após 100 min de envelhecimento a 200ºC, o qual foi observado apenas
no material levemente deformado com 1% de pré-deformação.
O primeiro estágio é o resultado do ancoramento das discordâncias pelos átomos
de carbono em solução sólida, enquanto o segundo estágio resulta da segregação
continuada de átomos de soluto para as atmosferas já saturadas, levando à formação de
precipitados de finos carbonetos, os quais oferecem uma resistência adicional ao
movimento das discordâncias ao longo da rede, aumentando, dessa maneira, o valor
BH. O fato da pré-deformação não ter influenciado o primeiro estágio de
envelhecimento do aço investigado se deve à presença de quantidade suficiente de
carbono em solução sólida para saturar os campos de tensões das discordâncias (um
átomo/plano atômico). Conforme verificado, o material com 5% de pré-deformação,
32
seriam necessários de 0,25 a 1,2 ppm de carbono em solução sólida para saturar as
atmoferas, ao passo que eles tinham em torno de 8 ppm (resultado determinado por
atrito interno). Com relação ao segundo estágio, os autores explicaram a redução do
valor IBH com a pré-deformação em função da formação de carbonetos nas
discordâncias. Com o aumento da densidade de discordâncias o número de átomos de
carbono para saturar as migrações das discordâncias também aumenta, resultando em
menor quantidade de carbono em solução sólida para a formação dos precipitados.
Dessa forma, corpos de prova com 1% de pré-deformação mostram um pronunciado
segundo estágio de envelhecimento a 200ºC, enquanto o segundo estágio não é
observado para os corpos de prova com 5% de pré-deformação e envelhecidos na
mesma temperatura (BAKER; PARKER; DANIEL, 2002).
A última etapa do processo de endurecimento por cozimento é a precipitação de
carbonetos ε. As partículas de carbonetos são nucleadas pela segregação de átomos dos
solutos para as regiões centrais das discordâncias, o que provoca um aumento no limite
de escoamento e por último da resistência à tração. Assim, com a segregação de soluto
continuou o deslocamento nos núcleos e, no local, ocorreu o aumento da concentração
do soluto continua levando à formação de regiões ricas em solutos e precipitados, que
podem eventualmente saturar os locais para o movimento das discordâncias
(RITESTH, 2006).
A eliminação do campo de tensão residual resulta na aceleração do
envelhecimento ao ambiente. Os aços laminados a frio são resistentes ao
envelhecimento natural, mas com a aplicação da tensão da pré-deformação é acelerado
o processo de envelhecimento na temperatura ambiente (JEONG, 1998).
2.4 Fatores que afetam o índice de BH
2.4.1 Efeito dos solutos de carbono e nitrogênio
Adições de Ti e/ou Nb removem carbono pela formação de precipitados
contendo esse elemento antes das etapas de laminação a frio e recozimento
(OLIVEIRA, 2009).
33
A explicação geral para essa maior dificuldade no movimento das discordâncias
na presença de átomos em solução sólida está no fato de que o sistema formado pelo
átomo localizado junto à discordância possui menor energia livre e, portanto, é mais
estável, do que discordância e átomos em solução sólida separados. A importância da
produção desses aços está no efeito benéfico que o baixo percentual dos elementos C e
N trazem para a conformação do produto final, cuja estabilização de C e N antes das
etapas de laminação a frio e recozimento é essencial para obtenção da textura {111}
necessária à boa estampabilidade do produto. O nitrogênio é considerado efetivamente
removido de solução sólida na ferrita pela formação de nitreto de alumínio (AlN) ou
nitreto de titânio (TiN), ao passo que para a estabilização ou remoção do carbono
residual em solução sólida intersticial, são necessárias adições de titânio (Ti) e nióbio
(Nb).
No mercado atual, os aços são produzidos acalmados ao alumínio, nos quais
todos os átomos de nitrogênio são combinados formando nitretos de alumínio.
Contudo, o efeito BH em aços baixo ou ultra baixo carbono é exclusivamente causado
pelo carbono dissolvido. Para aumentar a resistência associada ao endurecimento por
cozimento se faz necessário ter o máximo de carbono livre possível.
Para determinar a quantidade de carbono livre nestes aços, se faz necessário
avaliar o intervalo de temperatura e a resistência ao envelhecimento. Devido a isso,
toda a tecnologia de produção de aços Bake-Hardening consiste, principalmente, no
processamento do aço, na sua composição química e no controle da quantidade de
carbono e/ ou nitrogênio em solução sólida, para o estabelecimento do equilíbrio ideal
entre a capacidade de endurecimento a altas temperaturas e a ocorrência de
envelhecimento à temperatura ambiente, antes da conformação da peça, que leva ao
aparecimento de indesejáveis linhas de distensão.
Segundo RITESH (2006), o efeito do carbono livre no endurecimento por
cozimento é mostrado na Figura 6, podemos evitar o envelhecimento antes da
conformação na temperatura ambiente dos aços BH, trabalhando com a concentração
de carbono dissolvido em solução sólida entre 10 a 25 ppm, sendo importante o
controle da composição química e do processamento, podendo ser obtido o aumento
de 40 a 50 MPa, após a cura de pintura.
34
O tempo e a temperatura de estocagem são importantes para avaliação da
resistência ao envelhecimento dos aços BH até a conformação. A resistência ao
envelhecimento na temperatura entre 30ºC a 40ºC por 90 dias é comumente usada
como garantia do limite superior do intervalo da temperatura de envelhecimento
Figura 6 – Índice de BH em função da quantidade em excesso de soluto de carbono
(adaptado de RITISH, 2006).
2.4.2 Efeito do manganês
O manganês tem afinidade e forma um dipolo com o carbono. Entretanto,
não tem uma explicação clara se este dipolo diminui o índice de BH. Dissolvendo-se o
manganês na austenita acelera a precipitação de carbonetos, que reduz a atividade do
carbono na mesma e, desta forma, diminui o teor de carbono em solução sólida na
ferrita, resultando em baixo índice de BH.
A formação de regiões ricas de MnC também pode reduzir a quantidade de
carbono disponível para movimento das discordâncias, reduzindo a resistência à
deformação plástica. Outro efeito concorrente do manganês é o refino de grão que,
embora acarrete um aumento na resistência mecânica, é suplantado pela diminuição do
índice BH (KIM, 2003).
35
2.4.3 Efeito do fósforo
O fósforo aumenta o efeito do endurecimento por cozimento (BH). O fósforo
segrega nos contornos de grão, o que favoreceu em diversos pontos para precipitação
do carbono. Menos segregação de carbono nos contornos de grãos resulta crescimento
de solução de carbono intra-granular e aumento do BH. O possível fator contribuinte é
que, pela adição de P, algum Ti pode ser removido através da formação do FeTiP, que
é mais estável que Ti4C2S2 e TiC.
O fósforo também contribui para aumentar o efeito BH por refinamento de grão,
retardando a cinética de precipitação do carbono desses aços. O principal efeito da
adição de fósforo em aço acalmado ao alumínio é aumentar sua resistência mecânica
através de endurecimento por solução sólida na ferrita, sendo este elemento, além de
ser muito eficiente no efeito citado, um dos mais viáveis economicamente quando
comparado a outros, acarretando um índice de BH maior.
Embora o fósforo seja o elemento mais efetivo aumentando a resistência dos
aços, não deve ser utilizado em quantidades acima de 0,1%, pois causa deformações
com problemas de fragilização e soldagem (KIM, 2003).
2.4.4 Efeito do silício
É elemento estabilizador da ferrita e assim reduz a formação de carbonetos,
auxiliando na decomposição da cementita em ferrita. Eleva os limites de escoamento e
de resistência dos aços e pode ser prejudicial ao alongamento. O teor de silício não
deve ser superiores a 0,5% nos aços bake hardening para evitar a qualidade de
superfície indesejável devido à formação SiO2 (KIM, 2003).
2.4.5 Efeito do titânio e nióbio
Foi estudada a influência do tratamento de recozimento no índice de BH, sendo
utilizadas várias amostras primeiramente recozidas a 870ºC e resfriadas rapidamente.
Os resultados encontrados são mostrados na Figura 7 (SAKATA; SATOH, 2001).
36
Observa-se uma considerável queda no valor de BH entre as temperaturas de
austenitização entre 700 a 800ºC devido à precipitação de NbC ou TiC. Uma leve
diminuição no valor de BH foi também visto quando a amostra estava a 300ºC, isto é
atribuído à precipitação de Fe3C. Por outro lado, o recozimento entre 400 e 600 ºC não
conduz a uma mudança significativa no valor do BH.
Figura 7 - Efeito da temperatura de recozimento no índice de BH numa chapa de aço
resfriada rapidamente após recozimento a 870ºC. (adaptado de SAKATA; SATOH,
2001).
Conforme apresentado na Figura 8, as linhas de galvanização quando são
operadas normalmente, sendo o recozimento na faixa de temperatura de 400 a 600ºC,
não ocorre mudança metalúrgica significante que afetam o índice de BH. Já abaixo da
temperatura de 400ºC, ocorre a precipitação de carbonetos e na faixa de 600ºC a 800ºC
é atribuído a precipitação de NbC ou TiC. Já na temperatura acima de 800ºC ocorre a
dissolução dos precipitados NbC ou TiC, formando carbonetos em solução. O
importante é visar o ciclo térmico que se deseja obter, avaliando a composição química
do material para evitar a diminuição do índice de BH.
37
Temperatura
Tempo
Figura 8 - Ciclos térmicos na produção de aços BH em linhas de galvanização por
imersão a quente, baseados nas evoluções microestruturais durante resfriamento
(OLIVEIRA, 2009).
2.4.6 Efeito do tamanho de grão
O processamento estável dos aços endurecíveis por cozimento (BH) requer
controle do tamanho de grão e os contornos de grãos disponíveis em baixa energia
para os elementos intersticiais. O efeito do tamanho de grão ferrítico no índice BH é
reportado na literatura,
sendo observado um acréscimo do índice BH com o
decréscimo do tamanho de grão. A variação do tamanho de grão influencia a
distribuição do carbono entre o interior do grão e o seu contorno, mudando o número
de segregação nos contornos de grão (KIM, 2003). Com o aumento do tamanho de
grão, a área do contorno de grão diminui comparado com a estrutura de granulação
fina. Em outro caso de tamanho de grão fino, os elementos interticiais nos contornos
de grãos podem difundir mais rápido para discordâncias do que no núcleo do grão,
devido a curtas distâncias.
38
O índice de BH depende do tamanho de grão e da concentração de carbono e
nitrogênio. A Figura 9 mostra o efeito do tamanho de grão e dos solutos de carbono e
nitrogênio no efeito BH.
Figura 9 – O tamanho de grão em função dos teores de carbono e nitrogênio e
o índice de BH (adaptado de VASILYEV et al, 2008).
Quando a concentração de carbono dissolvido torna-se muito elevada, o aumento
no índice de BH alcança pontos de saturação. A razão porque o BH depende do
tamanho de grão não é clara, mas influencia no carbono dissolvido em diferentes
pontos de segregação. Diferentes efeitos de carbono dissolvidos foram reportados no
BH dependendo da sua localização nos contornos e interior dos grãos. O efeito do grão
ferrítico refinado no aumento do índice BH está associado com o soluto de carbono
alojado. Verifica-se que, durante o resfriamento, há difusão dos átomos de carbono nos
contornos de grãos. Solutos de carbono posicionado nos contornos de grãos, então
chamados átomos de carbono “escondidos”, não podem ser detectados por medidas de
atrito interno, mas pode ser suposto que o carbono faz a contribuição para o efeito BH
(VASILYEV et al, 2008; SOENEN et al, 2004).
O menor tamanho de grãos deverá ter mais difusão de solutos de carbono nos
contornos de grãos devido ao menor caminho para a difusão.
As características da influência do tamanho de grão ferrítico podem ser descritas
no esquema da Figura 10. O controle do tamanho de grão ferrítico é a distância da
39
difusão entre soluto de carbono intragranular e a área dos contornos de grãos com
aumento da densidade no movimento das discordâncias.
Nos casos de baixa concentração de carbono, a contribuição do tamanho de grão
é pequena para o efeito de endurecimento devido a distância para difusão dos átomos
de carbono (flecha 1) ser praticamente igual para grande e pequeno grão nos ítens A1 e
A2, na Figura 10 .
Nos ítens A3 e A4 que possui elevada concentração de carbono, a flecha 2
comparado com a flecha 1 nos ítens A1 e A2, o efeito de endurecimento é
significativo. Já para a flecha 3 no ítem A3, a distância é longe não tem contribuição
significante para o endurecimento.
Durante a deformação, os contornos de grãos são os principais obstáculos para o
movimento das discordâncias e com pequeno tamanho de grãos, o soluto de carbono
intra-granular é mais disponível para travar essas discordâncias, então produzindo
elevado efeito BH (STOROJEVA et al, 2000).
Figura 10 – Influência do tamanho de grão (d) na difusão da concentração de átomos
de carbono (c) (adaptado de STOROJEVA et al, 2000).
40
2.4.7 Efeito da temperatura de bobinamento
A temperatura de bobinamento influencia de forma significativa nas propriedades
dos aços destinados às operações de conformação, especialmente aos que são
submetidos ao processo de recozimento contínuo, uma vez que reflete no limite de
escoamento e na anisotropia do material.
As temperaturas de bobinamento baixas proporcionam um refino de grão e
precipitados mais finos, o que aumenta a resistência mecânica. Isto favorece o índice
de BH, mas prejudica a anisotropia plástica, que é uma das características importantes
para aplicação do aço, devido à diminuição na formação da componente de textura
{111}, o que provoca uma redução no valor de resistência.
Já temperaturas de bobinamento altas proporcionam uma baixa resistência
mecânica e um coeficiente de anisotropia relativamente alto, favorecendo o processo
de estampagem. Credita-se isto ao efeito da temperatura de bobinamento sobre a
recristalização. Há uma melhoria considerável nas características de estampabilidade
destes materiais quando se emprega temperatura de bobinamento superiores a 700ºC,
como é mostrado na Figura 11. Nessa temperatura, obtêm-se na bobina a quente
condições cinéticas e termodinamicamente favoráveis à precipitação de carbonetos,
nitretos, etc.
Ainda, estes precipitados apresentam-se grosseiros, devido ao coalescência que
ocorre quando se utilizam temperaturas de bobinamento maiores.
41
Figura 11 – Efeito da temperatura de bobinamento sobre as propriedades mecânicas de
aços recozidos continuamente (OLIVEIRA, 2003).
2.4.8 Efeito do processo de recozimento
O processo de recozimento contínuo proporciona propriedades mecânicas mais
uniformes e superfícies mais limpas, além de deixar uma pequena quantidade de
átomos de carbono e nitrogênio em solução sólida no material. Tal fato se deve aos
ciclos experimentados durante o processo.
Durante o recozimento contínuo, a tira é aquecida muito rapidamente até a
temperatura de austenitização, na qual permanece por um curto espaço de tempo,
próximo a um minuto. A taxa de resfriamento é alta o suficiente (cerca de 10ºC/s) para
evitar a formação de precipitados muito grosseiros, fazendo com que o ciclo total dure
apenas alguns minutos. Isto implica num material recozido de tamanho de grão bem
pequeno (TG ≤ 10 μm), de textura cristalográfica aleatória e com elevada quantidade
de átomos de carbono em solução sólida. Como não existe risco de colagem das tiras e
como a taxa de resfriamento é alta o suficiente para evitar a formação de precipitados
42
muito grosseiros, a máxima temperatura de recozimento pode ser elevada, acima da
temperatura Ac, entrando na região intercrítica onde aparecem simultaneamente as
fases ferrítica e austenítica.
Uma maior temperatura de recozimento (850ºC) promove diminuição do limite
de escoamento, aumento do alongamento e melhor dissolução de precipitados.
Devido ao fenômeno de crescimento de grãos ferríticos não transformados a esta
temperatura, ocorre à intensificação da textura {111}, aumentando o coeficiente de
anisotropia e trazendo benefícios para características de conformabilidade dos
materiais analisados (OLIVEIRA, 2003).
A utilização de altas taxas de resfriamento, logo após austenitização foi uma das
modificações introduzidas nos ciclos de recozimento contínuo convencional para
permitir o controle do nível de carbono em solução sólida no produto final. Com
elevadas taxas de resfriamento a precipitação de carbonetos durante o resfriamento é
minimizada, criando-se uma condição de supersaturação de carbono.
A condição de resfriamento, rápida ou forçada (acima de 30ºC/s)
e,
consequentemente, a quantidade de carbono em solução, são de grande importância
para a obtenção de índices de BH satisfatórios, para aços IF (Interstitial Free) e para
determinação do efeito da taxa de envelhecimento presente em aços baixo carbono.
2.4.9 Laminação de encruamento
A quantidade e o tipo de deformação no aço também têm o efeito no
comportamento do BH. As deformações são de duas formas: na laminação de
encruamento e na conformação. Essas deformações produzem discordâncias nas
estruturas e afetam diferentemente o comportamento do efeito BH.
A laminação de encruamento apresenta quatro finalidades básicas:
- eliminação do escoamento descontínuo após recozimento;
- transferência de rugosidade dos cilindros de encruamento para a superfície da
chapa;
- ajuste ou adequação das propriedades mecânicas;
- correção de forma e defeitos, caso haja necessidade (CARVALHIDO, 2007).
43
Se o limite de escoamento descontínuo não for eliminado, o material apresentará
o defeito conhecido como linhas de escoamento (“Lüders bands” ou “Stretcher
strains”), quando for estampado após o recozimento. No ensaio de tração esse
fenômeno ocorre na transição do regime elástico para o regime plástico e está
associado a uma deformação no patamar de escoamento. Para eliminação desse defeito
em aços baixo carbono, após o recozimento, normalmente é utilizado um passe de
encruamento com deformação de aproximadamente 1,0%. Nesse caso, o passe de
encruamento introduz discordâncias móveis as quais irão movimentar livremente
quando da aplicação de um esforço, diferentemente daquelas que se encontram
ancoradas. Assim, fica eliminado o aparecimento das linhas de Lüders e favorecido o
processamento do aço nas etapas e aplicações subseqüentes.
Em função do fenômeno de envelhecimento, após certo tempo, reaparece o risco
da ocorrência das linhas de Lüders no material estampado, sendo este fenômeno
causado pelo excesso de carbono e/ou nitrogênio em solução sólida, onde estes dois
elementos formam as atmosferas de Cottrell que ancoram as discordâncias,
dificultando, assim, movimento das mesmas (MURALI, 2008). A Figura 12 mostra
esquematicamente a ocorrência deste fenômeno.
Figura 12 – Micromecanismo do envelhecimento: (a) discordâncias livres e
discordâncias associadas a atmosferas de carbono e nitrogênio no aço; (b) após a
laminação de encruamento, aumento da densidade de discordâncias e desancoramento
de discordâncias; (c) após envelhecimento, discordâncias re-ancoradas pelas
atmosferas de carbono/nitrogênio (Adaptado de MURALI, 2008).
A transferência de rugosidade para superfície da chapa, pela laminação de
encruamento, tem como objetivo produzir uma faixa de rugosidade superficial
44
específica para se obter um acabamento adequado durante o processo de pintura das
chapas.
Além disso, como influi no atrito, a rugosidade é requerida nos casos em que o
cliente precisa de uma valor específico para adequar às suas necessidades de processo
e produto (MURARI, 2008).
2.5 Envelhecimento
Envelhecimento pode ser definido como a mudança de propriedades do material
com o tempo, podendo ocorrer à temperatura ambiente, ou acima desta, causando um
aumento de limite de escoamento e diminuição do alongamento. Estas mudanças de
propriedades podem ser prejudiciais, mas, fazendo-se um ajuste do processo de
fabricação, o envelhecimento pode ser valioso e econômico no endurecimento dos
aços.
No processo da cura de pintura (170ºC) ocorre a difusão de átomos,
principalmente de carbono e nitrogênio, para as discordâncias geradas pela
deformação da rede cristalina, durante o processo de conformação, causando um
aumento na perturbação da rede e, conseqüentemente, um aumento da resistência.
Logo, no projeto deste aço, principalmente, considera-se a quantidade de carbono em
solução na ferrita para que este promova o efeito BH. Desta maneira, quanto maior a
quantidade de carbono em solução, maior também será o efeito BH. Contudo, a
quantidade de carbono em solução na ferrita não é igual àquela obtida na composição
química. A quantidade de carbono em solução na ferrita é função das taxas de
resfriamento empregadas durante a laminação a quente e, ainda, durante o ciclo de
recozimento.
Embora o fenômeno seja muito bem compreendido em escala atômica, a
correlação entre a quantidade de carbono e nitrogênio em solução na ferrita e o
aumento do limite de escoamento, ou índice de Bake Hardening, não é simples. A
razão da complexidade está única e exclusivamente ligada ao fato de que o mesmo
fenômeno responsável pelo efeito benéfico do aumento do limite de escoamento
45
também é responsável pela deterioração das propriedades mecânicas quando o material
é estocado por algum período de tempo.
Assim, no conceito de aço BH com a utilização de aços ultra baixo carbono são
utilizados elementos formadores de carbonetos e nitretos, notadamente titânio e nióbio,
para o controle dos elementos N e C. Dessa forma, com o auxílio destes elementos é
possível implementar várias metodologias de estabilização, as quais permitem obter
materiais com valores de índice de BH satisfatórios e, ainda, que possuem resistência
ao envelhecimento à temperatura ambiente.
Todavia, para todos os materiais BH, deve-se desconsiderar a possibilidade de
eliminação do envelhecimento, pois, eliminando-o, o material não apresentará o efeito
BH. Ao contrário, deve-se controlar a taxa na qual o material envelhece à temperatura
ambiente.
A Figura 13 mostra curvas tensão-deformação, em um ensaio de tração, que
permite a melhor caracterização do fenômeno de envelhecimento.
Figura 13 – Curva tensão-deformação de um aço baixo carbono recozido e ensaiado
até o ponto A, descarregado e re-ensaiado (CARVALHIDO, 2007)
46
O retorno do escoamento descontínuo, após a pré-deformação, é devido à
formação de atmosferas de soluto nos campos de tensões das discordâncias produzidas
por deformação. Estas atmosferas dificultam a movimentação das discordâncias,
originando assim o reaparecimento do patamar.
2.6 Índice de envelhecimento (IE) – “Aging Index”
A determinação da susceptibilidade ao envelhecimento à temperatura ambiente
de aços Bake Hardening é feita geralmente por meio do índice de envelhecimento (IE)
e também por meio do parâmetro extensão do patamar de escoamento. Os corpos-deprova utilizados para a determinação do índice de envelhecimento sofrem uma prédeformação de 10% em tração e, logo após ser retirada a carga, são aquecidos a 100°C
por 1 h. Terminado o tratamento térmico, os corpos de prova são novamente ensaiados
até a ruptura. O método para se determinar o IE consiste na medição da diferença entre
a tensão após pré-deformação em 10% e o limite de escoamento inferior após
envelhecimento do material, quando submetido a um tratamento térmico de 100°C por
1 hora (OLIVEIRA, 2009).
Quanto mais extenso o patamar de escoamento (deformação de Lüders), maior
será o grau de envelhecimento e maior será a tendência ao aparecimento de linhas de
distensão no material após conformação. A Figura 14 ilustra a determinação do índice
de envelhecimento.
O nível do patamar de escoamento está diretamente relacionado com o teor de
carbono em solução remanescente no material recozido.
O valor de 0,2% para a deformação de Lüders está associado a um teor de
carbono em torno de 4,5 ppm em solução sólida (OLIVEIRA, 2009).
.
47
Figura 14 – Procedimento esquemático para obtenção do índice de envelhecimento
(OLIVEIRA, 2009).
Uma resistência ao envelhecimento à temperatura ambiente satisfatória é obtida
quando o índice de envelhecimento é menor que 30MPa (TANIKAWA et al, 1995).
Neste caso, o alongamento do patamar de escoamento fica abaixo de 0,2%, conforme
Figura 15.
Figura 15 – Relação entre o índice de envelhecimento e o alongamento no patamar de
escoamento (adaptado de TANIKAWA et al, 1995).
Após a revisão da literatura, foram executados os ensaios dentro dos
procedimentos e requisitos que estão mostrados no próximo capítulo.
48
3 MATERIAIS E PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS
O material utilizado no presente trabalho constitui-se nos aços do tipo Bake
Hardening de procedência comercial, processado industrialmente na Companhia
Siderúrgica Nacional, com as composições químicas apresentadas na Tabela 1,
visando atender aos requisitos de propriedades mecânicas especificadas na Tabela 2.
Tabela 1 - Composição Química dos aços BH 180 e BH220
Aço
BH 180
BH 220
C
≤ 0,0030
≤ 0,0030
Mn
≤ 0,50
≤ 0,70
P
≤ 0,050
≤ 0,070
COMPOSIÇÃO QUÍMICA (%)
S
Si
Al
Ti
≤ 0,02
≤ 0,01
≥0,01
≤ 0,02
≤ 0,02
≤ 0,01
≥0,01
≤ 0,02
Nb
≤0,020
≤0,020
N
≤ 0,007
≤ 0,007
B
≤ 0,001
≤ 0,001
Tabela 2 - Propriedades Mecânicas especificadas (DIN BS EN 10325)
Propriedades mecânica
Tipo -Aço
BH180
BH220
LR (MPa)
Min.
300
320
LE(MPa)
Min.
Máx.
180
240
220
280
AL(%)
Min.
33
31
BH(MPa)
Min.
30
30
As temperaturas de bobinamento e acabamento são definidas e não foram
estudadas neste trabalho.
Para a realização do estudo foi utilizada a linha de galvanização contínua da CSN
Porto Real para o processamento dos materiais, e, para a execução das análises,
utilizou-se o laboratório de controle da qualidade da empresa. Os parâmetros do ciclo
de recozimento e do encruamento são definidos no processo e não foram estudados.
Buscou-se avaliar o efeito de algumas variáveis sobre o índice de BH. As
variáveis do processo analisadas foram: efeito da deformação na conformação e do
cozimento na pintura, sendo representado para cada condição o valor médio de dois
corpos de prova (CP). Os corpos de prova de tração foram retirados seguindo a norma
ASTM A-370 e NBR 6673, na direção transversal (DT) ao sentido de laminação das
chapas (DL), com o comprimento de 50mm, com largura de 12,5mm e espessuras de
0,70mm, para o aço BH180, e 0,75mm, para o aço BH220, respectivamente.
49
Os ensaios de tração e a medição do índice de BH foram realizados numa
máquina de tração INSTRON modelo 5582 com capacidade de 100 kN.
O ensaio de BH consiste em deformar o CP até 2%, interromper o ensaio,
aquecer o material na estufa por 20 min a 170ºC e após resfriamento, dar continuidade
ao ensaio.
Observou-se que durante a realização do ensaio que o CP sofre redução na
espessura e na largura. A norma para execução do ensaio não determina as dimensões
que se deve adotar durante a retomada do ensaio após processo em estufa, podendo
esta causar divergência no índice do BH como mostrado nos anexos.
3.1 Cálculo do índice de BH
O cálculo do índice de BH de cada material utilizado obedeceu aos requisitos de
composição química e propriedades mecânicas segundo a norma especificada pelo
cliente nas Tabelas 1 e 2. A maneira de cálculo do índice de BH foi especificada
segundo a norma DIN BS EN 10325.
No presente trabalho, para efeito de comparação entre os materiais, foi usada esta
metodologia para as definições do índice BH.
3.2 Efeito da pré-deformação
O efeito da deformação sobre o índice de BH foi investigado alterando-se a
quantidade de deformação aplicada ao material antes da cura. Cinco valores de prédeformação foram estudados: 0, 1, 2, 4 e 8%.
O ensaio envolve o teste de tração à temperatura ambiente, promovendo-se a
deformação do corpo de prova por força trativa, com velocidade de 3 mm/min., até 5%
de deformação, e 10mm/min., após 5% de deformação. Os corpos de prova foram
fixados por garras, de modo a garantir que toda a força aplicada fosse no sentido axial.
50
3.3 Efeito do tempo e da temperatura
Para simulação do cozimento na pintura foram realizados testes de pintura, em
função do tempo e da temperatura da estufa.
Como guia para este estudo foi utilizado o relatório elaborado pela GDZ
156/2008 referente à diagnose do ensaio de Bake Hardenable (BH) na CSN – Porto
Real. Esta diagnose tem por objetivo determinar as condições do forno para simulação
da cura na pintura (tratamento térmico de BH). Trata-se de estabelecer o ciclo de
aquecimento que leve o CP à temperatura desejada.
Tal estudo levou à conclusão (Figura 16) de que o CP atinge a temperatura
desejada de 170°C (média no encharque de 165°C) se a estufa estiver indicando
175°C.
Observa-se na Figura 16 que o CP só atinge 163°C (170° ± 7°C) após 10 minutos
de enfornamento. Assim, os tempos devem ser computados a partir deste momento.
Figura 16 – Análise da temperatura no corpo de prova na posição horizontal dentro da
estufa (FONSECA, NOGUEIRA, DE MORAES, 2008).
Baseado no estudo variou-se o tempo de cura no forno em quatro níveis: 0, 10,
20, 30 minutos, a partir do tempo necessário para que o CP atinja a temperatura média
no forno. Sendo assim, o tempo total do material no forno foi de 10, 20, 30 e 40
minutos, respectivamente.
51
A temperatura no forno também foi analisada em três diferentes valores: 150ºC,
170ºC e 190ºC.
O “set up” dado ao forno foi de 155ºC, 175ºC e 195ºC,
respectivamente.
3.4 Estudo do envelhecimento
Este trabalho visa a comparação entre dois testes de envelhecimento, um em
condição natural e outro artificial. Na condição natural, os CP´s foram deixados em
temperatura ambiente durante o período de seis meses e, na condição artificial, as
variáveis tempo e temperatura foram avaliadas. Os CP´s foram retirados em duas
regiões diferentes ao longo da largura da bobina, sendo elas ¼ e ¾ da borda no
sentido transversal .
O envelhecimento nos aços 180 BH e 220 BH ambos galvanizados (GI) foi
avaliado durante um período de seis meses.
No Quadro 1 é indicado o número de corpos de prova para o teste de
envelhecimento natural.
Quadro 1 - Teste de envelhecimento natural
12 semanas + quinzenalmente
Aços (180 e 220 BH)
Envelhecimento (natural e estufa)
Replicação
Total
n° de cdp´s
19
2
2
2
Total
19
38
76
152
152
Total de amostras = 19x2x1x2x2 = 152 CP´s
Os CP´s foram retirados semanalmente durante o período de 12 semanas e depois
deste, quinzenalmente até completar 6 meses. Foram avaliados os aços 180 e 200 BH,
ambos com revestimentos galvanizados. Na condição natural, os CP´s foram deixados
à temperatura ambiente e, em uma estufa, com temperatura controlada de 40ºC para
avaliar se há diferença no comportamento, durante o período de 6 meses.
52
Foram utilizados dois CP´s para cada análise (replicação) para obter maior
confiabilidade.
No Quadro 2 é indicado o número de corpos de prova para o teste de
envelhecimento artificial.
Quadro 2 - Teste de envelhecimento artificial
n° de cdp´s Total
Aço (180 e 220 BH)
2
2
Tempo (30, 60, 120, 180, 240 e 360) minutos
6
12
Temperatura (100ºC)
1
12
Replicação
2
12
TOTAL
24
Total de amostras = 2x6x1x1x2 = 24 CP´s
No teste de envelhecimento artificial os CP´s foram ensaiados em um forno onde
a variável tempo foi alterada para avaliar diferentes condições. Da mesma forma que
para o caso anterior, foram utilizados dois CP´s para cada análise com o objetivo
abaixo.
Com os resultados dos ensaios executados foi possível:
1. Correlacionar as condições de envelhecimento natural e artificial.
2. Estimar a garantia do material em função do envelhecimento.
3. Comparar diferentes tipos de aço e seus efeitos no envelhecimento.
4. Estudar a influência da temperatura e do tempo no envelhecimento.
5. Definir uma equação cinética correlacionando o tempo e a temperatura para os aços
BH estudados.
Para garantia do tempo de envelhecimento trabalhou-se com dois procedimentos
sendo um na forma natural e outro na escala laboratorial, seguindo a equações 1, 2, 3 e
4 para o cálculo estimativo, buscando a eficácia do teste laboratorial.
Os cálculos foram realizados, utilizando as equações 1, 2, 3 e 4, para a
determinação do tempo a ser utilizado no tratamento térmico. Utilizou-se, no
tratamento, água em ebulição (≈100ºC) para melhor controle de temperatura nas
amostras (WUEBBELS, 2002).
53
A distância média da difusão, X, para o carbono em uma temperatura específica,
T, e tempo, t, é dada na equação 1 abaixo:
X=
(D(T ).t )
(1)
D(T ) = Constante
Na equação 1, a temperatura depende do coeficiente de difusão, D(T ) , o qual é
especificado pela seguinte equação de Arrhenius:
−Q
D(T ) = D0 . exp

 RT 
(2)
Assumindo que para o mesmo estágio de envelhecimento em diferentes
temperaturas é requerida a mesma extensão da difusão do carbono, então:
(D(T 1).t1 ) = (D(T 2).t2 )
(3)
Correspondente
  −Q 
 − Q 
t 2 = t1.exp

 exp
 RT 2 
  RT 1 
(4)
Equação para simulação do cálculo do tempo de envelhecimento (WUEBBELS,
2002).
X – Distância média da difusão do carbono
D(T) – Coeficiente de difusão dependente da temperatura
t – Tempo
D0 - Constante do material
Q – Energia de ativação para difusão intersticial
R – Constante dos gases
T – Temperatura absoluta
Q = 80kJ/mol – 19,2kcal/mol
D0(C no Fe-α) = 6,2x10-7m2/s
R = 8,31J/mol
54
T=K
t = segundos
 Ensaio: T=100ºC (~98ºC) - T=373K – t2 (s)
 Condições normais: T = 25ºC – 298K – t1(7 dias) = 604.800s
a) Utilizando a equação (1) para T = 298K: D1(T=298K) = 5,78X10-21m2/s
b) Utilizando a equação (1) para T = 373K: D2(T=373K) = 3,83X10-18m2/s
c) Utilizando as equações (2 e 3), tem-se: t 2= 913,21s.
A tabela 3 indica os tempos calculados para a simulação do processo de
envelhecimento.
Tabela 3 - Valores calculados de tempo para a simulação do processo de
envelhecimento
Tempo Real
t1 (s)
t2 (s)
Tempo de Simulação
15 dias
1.209.600
1.826.42
30 minutos
30 dias
2.419.200
3.652.84
60 minutos
60 dias
4.838.400
7.305.68
120 minutos
90 dias
7.257.600
10.958.51
180 minutos
120 dias
9.676.800
14.611.35
240 minutos
180 dias
14.515.200
21.917.00
360 minutos
3.5 Caracterização microestrutural
Foram retiradas amostras dos corpos de prova dos dois aços, sendo antes e depois
da simulação do envelhecimento. As amostras foram preparadas utilizando lixas com
granulometria 220, 320, 400 e 600, pano diamantado e pasta de diamante 3µm para
polimento, sendo posteriormente atacadas com os reagentes Nital 2% e Klemis (200
gramas de tissulfato de sódio, duas gramas de metabissulfito de potássio com a
saturação em 100 ml de água) sendo observadas por microscopia óptica, modelo
OLYMPUS BX51M, acoplado a um PC e a uma câmera modelo 4.2. Após o ataque
químico foram obtidas quatro micrografias, sendo todas com ampliação de 200 vezes.
55
O tamanho de grão ferrítico (TG) foi determinado de acordo com o procedimento
pelo método dos interceptos de microestrutura ferrosa atacada quimicamente (ASTM
E 112-96, 2004).
Foram analisadas seções ao longo da espessura e paralelas à direção de
laminação.
56
4 RESULTADOS E DISCUSSÃO
A partir da composição química da aciaria, calculou-se o carbono em solução
para cada tipo de aço, admitindo que todo o Nb sequestre o C precipitando-o em NbC,
de acordo com a equação 5, sendo os valores indicados na Tabela 4.
(5)
Segundo a Figura 6, os valores teóricos encontrados são representativos para
obtenção de índices de bake hardening (BH) satisfatórios, visando o atendimento e a
garantia das especificações dos aços BH.
Tabela 4 - Carbono em Solução Sólida
Css
Aço
(ppm)
BH180
5,65
BH220
7,07
A Tabela 5 mostra as propriedades mecânicas dos materiais medidas logo após a
produção, isto é, sem pré-deformação e sem envelhecimento, aquecidos a 170°C por
20 minutos. Comparando estes resultados com os da Tabela 2, nota-se que todos os
valores satisfazem às condições especificadas. Observa-se que o tratamento acima não
faz parte dos tempos e temperaturas usados na investigação da influência dessas
variáveis no índice de BH. Os valores são apenas caracterização das propriedades
iniciais dos materiais. Os resultados que interessam na investigação do BH são aqueles
influenciados por uma pré-deformação simulativa da estampagem e estão reportados
nas tabelas e gráficos seguintes.
57
Tabela 5 – Propriedades mecânicas dos materiais conforme produzidos.
Aço
LE
(MPa)
0,2% offset
LR
(MPa)
AL (%)
(50mm)
Índice de BH a 0% de prédeformação
BH 180
202
321
42
43
BH 220
227
333
39
38
Norma
DIN
10325
DIN
10325
Para análise e discussão foram considerados os valores médios de BH dos dois
ensaios conforme mostrados nas Tabelas 6 e 7.
Tabela 6 - Valores médios de BH dos ensaios de dois CP’s em função da temperatura,
tempo e deformação (BH180).
0% 10 202 202 205 0
LR após (MPa)
BH (MPa)
WH (MPa)
LE após (MPa)
Tensão (MPa)
LE antes (MPa)
Temperatura:190ºC
LR após (MPa)
BH (MPa)
WH (MPa)
LE após (MPa)
Tensão (MPa)
LE antes (MPa)
Temperatura:170ºC
LR após (MPa)
BH (MPa)
WH (MPa)
LE após (MPa)
Tensão (MPa)
LE antes (MPa)
Tempo (min)
Pré-deformação
Aço
Temperatura:150ºC
3 326 202 202 237 0 35 326 202 202 234 0 32 323
20 202 202 216 0 14 326 202 202 235 0 33 329 202 202 243 0 41 323
30 202 202 216 0 14 326 202 202 240 0 38 324 202 202 247 0 45 324
40 202 202 222 0 20 326 202 202 235 0 33 321 202 202 245 0 43 311
1%
10 203 223 254 20 32 326 202 221 257 19 36 328 203 221 261 18 40 328
20 205 222 257 18 34 332 201 221 258 20 37 326 203 222 264 19 42 329
30 204 222 259 18 37 328 201 221 252 11 40 325 204 222 262 18 40 326
40 204 222 252 18 30 322 204 214 252 10 38 327 203 222 267 19 45 326
BH 180
2%
10 207 242 282 35 39 336 202 230 278 28 48 333 202 241 279 39 38 333
20 205 242 242 35 30 337 203 230 278 36 49 331 200 237 281 37 45 336
30 205 240 270 35 39 333 202 237 278 35 41 331 205 241 280 36 39 331
40 204 239 277 35 38 332 203 239 280 36 41 334 203 239 285 36 46 330
4%
10 208 267 313 59 46 345 202 262 305 60 43 338 204 263 307 59 44 339
20 210 265 307 55 42 339 203 263 308 60 45 339 200 266 313 66 47 347
30 204 263 306 59 43 336 201 259 307 58 48 339 202 268 311 67 43 343
40 205 264 307 59 43 340 204 263 308 59 45 341 204 265 313 61 48 344
8%
10 206 294 353 88 59 360 203 289 347 86 58 355 204 290 329 86 39 337
20 203 291 353 88 62 361 204 291 344 87 53 352 203 297 351 94 54 361
30 205 291 346 86 55 352 202 287 327 85 40 335 202 288 331 86 43 341
40 205 291 344 86 53 353 203 289 328 86 39 337 205 292 336 87 44 344
58
Tabela 7 - Valores médios de BH dos ensaios de dois CP’s em função da temperatura,
tempo e deformação (BH220).
0%
10 227 227 233 0
6 342 227 227 236 0
LR após (MPa)
BH (MPa)
WH (MPa)
LE após (MPa)
Tensão (MPa)
LE antes (MPa)
Temperatura:190ºC
LR após (MPa)
BH (MPa)
WH (MPa)
LE após (MPa)
Tensão (MPa)
LE antes (MPa)
Temperatura:170ºC
LR após (MPa)
BH (MPa)
WH (MPa)
LE após (MPa)
Tensão (MPa)
LE antes (MPa)
Tempo (min)
Pré-deformação
Aço
Temperatura:150ºC
9 339 227 227 268 0 41 341
20 227 227 244 0 17 338 227 227 257 0 30 338 227 227 277 0 50 339
30 227 227 244 0 17 338 227 227 265 0 38 341 227 227 273 0 46 338
40 227 227 249 0 22 338 227 227 272 0 45 339 227 227 289 0 62 340
1%
10 234 245 280 11 35 343 232 246 285 14 39 346 231 247 284 16 37 345
20 230 246 284 16 38 345 231 245 285 14 40 345 230 247 292 17 45 350
30 233 249 287 16 38 347 233 248 289 15 41 346 228 245 291 17 46 347
40 232 247 281 15 34 342 233 246 289 13 43 347 230 248 295 18 47 346
BH 220
2%
10 230 260 329 30 69 352 232 261 303 29 42 349 231 264 303 33 39 353
20 233 260 324 27 64 355 233 262 307 29 45 352 229 262 307 33 45 353
30 230 260 311 30 51 354 232 262 307 30 45 352 232 260 304 28 44 347
40 230 260 311 30 51 353 232 260 310 28 50 354 232 259 312 27 53 351
4%
10 233 287 333 54 46 359 233 286 334 53 48 358 230 282 329 52 47 357
20 234 286 332 52 46 359 229 283 308 54 46 355 232 284 332 52 48 360
30 233 287 326 54 39 353 230 285 328 55 43 355 234 283 332 49 49 360
40 233 286 328 53 42 354 233 284 330 51 46 358 231 283 335 52 52 361
8%
10 233 312 351 79 39 354 234 314 372 80 58 375 233 311 369 78 58 373
20 231 311 350 80 39 353 234 313 370 79 57 375 234 312 369 78 57 374
30 230 310 352 80 42 355 232 311 370 79 59 375 233 311 369 78 58 375
40 231 312 350 81 38 354 233 312 365 79 53 370 234 310 369 76 59 376
Nas Figuras 17 e 18, nota-se a interação do BH com o tipo de aço, a prédeformação, a temperatura e o tempo. Observando-se os gráficos da esquerda para a
direita, nota-se que quanto maior a pré-deformação com o tempo, maior é o BH para
os dois tipos de aço, sendo ligeiramente maior para o aço BH 220.
59
Observa-se que a 0% de pré-deformação, o BH varia de 0 a 60MPa, apresentando
maior dispersão em relação às demais pré-deformações.
Com a temperatura,
praticamente há influência notável do BH, para os dois aços. Para o aço BH180 com
grau de deformação de 2% que é o parâmetro mais comum na prática, a temperatura de
envelhecimento mais adequada é 170ºC e o tempo de envelhecimento de até 20 min.
Para o grau de deformação de 4% pode-se usar qualquer temperatura de
envelhecimento e para o grau de deformação de 8% pode-se usar uma temperatura de
envelhecimento de 150ºC.
Já para o aço BH220, com o grau de deformação de 2%, a temperatura de
envelhecimento mais adequada é 150ºC. Para graus de deformação mais altos, a
temperatura de envelhecimento deve ser mais alta com 170ºC e 190ºC.
Figura 17 – Grau de Influência das variáveis no índice BH no aço BH180.
Figura 18 – Grau de Influência das variáveis no índice de BH no aço BH220.
60
4.1 Efeito da pré-deformação
Nas Figuras 19 e 20, utilizou-se gráficos para os valores de BH nas temperaturas
verificadas, a fim de simular a variação do grau de deformação e o tempo de
envelhecimento da cura no forno, sendo observado que para cada tempo com prédeformação, o valor de BH aumenta com esta variável. Ainda para a pré-deformação,
nota-se que a variação do BH com esta variável tem a mesma tendência.
Um maior valor de BH no aço BH180 nas deformações de 8% entre 10 e 20
minutos e no aço BH220 nas deformações de 8% entre 10 e 20 minutos nas
temperaturas de 170ºC e 190ºC e na deformação de 2% entre 10 e 20 minutos nas
temperaturas de 150ºC, sendo que, em torno desses valores, o número de discordâncias
móveis deve passar por um máximo. A partir desses valores, a interação entre
discordâncias contribuiria para diminuir o total de discordâncias afetadas pela
atmosfera de Cotrell.
Para os aços BH180 e BH220, o valor de BH é menor para os materiais não
deformados nas temperaturas de 150ºC e 170ºC.
Figura 19 – Gráfico do grau de deformação e tempo de envelhecimento em relação
ao índice de BH para aço BH180.
61
Figura 20 – Gráfico do grau de deformação e tempo de envelhecimento em relação
ao índice de BH para aço BH 220.
4.2 Efeito do tempo de cura no forno
Nas Figuras 21 e 22, utilizou-se gráficos para os valores de BH nas temperaturas
verificadas, a fim de simular a variação do tempo de envelhecimento de cura no forno
e o grau de deformação, sendo que em geral é observado na Figura 21 um aumento no
índice de BH no aço BH180, conforme aumento da deformação até 4% com o tempo
de cura, para todas as temperaturas. O aumento no índice de BH proporcionado com o
aumento do tempo pode ser justificado devido à quantidade de átomos de carbono que
migra para as discordâncias aumentar com o tempo sendo verificado até o tempo de
vinte minutos.
Figura 21 – Gráfico do tempo de envelhecimento com o grau de deformação em
relação ao índice de BH para aço BH180.
62
Foi avaliado na Figura 22 para o aço BH220, o aumento no índice de BH até a
pré-deformação de 2% em cada tempo analisado para a temperatura de 150ºC.
Verificado o aumento no índice de BH com a pré-deformação acima de 2% em cada
tempo analisado para as temperaturas de 170ºC e 190ºC, ocorrendo uma pequena
queda entre 2% e 4% nos tempos de 30min e 40min para a temperatura de 170ºC.
Uma possível explicação para diminuição do valor de BH, estaria no fato da
temperatura de bobinamento ser menor, o que proporciona formação de precipitados
finos, uma vez que não há tempo suficiente para a precipitação se completar.
Figura 22 – Gráfico do tempo de envelhecimento com o grau de deformação em
relação ao índice de BH para aço BH220.
4.3 Efeito da temperatura de cura no forno
Para os aços estudados conforme representados nas Figuras 19, 20, 21 e 22, com
o tempo ou a pré-deformação, o valor de BH é geralmente incrementado com a
temperatura. Isto pode ser atribuído à maior difusividade do carbono com a
temperatura (fenômeno termicamente ativado).
Pode-se verificar nas Figuras 19 e 20, a influência da temperatura nos materiais
não deformados (0%) com o tempo, onde ocorre uma dispersão com aumento do valor
de BH para os aços BH180 e BH220.
Nota-se que a 150°C há uma dispersão do BH um pouco maior que nas demais
temperaturas, com um aumento maior que 10 MPa, no valor de BH, da menor para a
maior temperatura em análise.
63
Buscando a condição real para simulação do ensaio de aços BH, com tempo de
encharque de vinte minutos a uma temperatura 170ºC, no material pré-deformado a
2%, pode-se avaliar a influência de cada variável como mostrado nas Figuras 23, 24 e
25. Avaliou-se que o índice de BH está dentro do especificado em norma.
Na Figura 23, o aço BH 180 tem uma queda após o tempo de 20 minutos,
podendo ser justificado pela quantidade de carbono em solução sólida seja menor
comparado com o aço BH220, ocorrendo toda a precipitação.
Na Figura 24, a pré-deformação influencia diretamente no índice de BH,
ocorrendo aumento BH nos dois aços.
Na Figura 25, mostra-se um aumento considerável na temperatura de 170ºC que
em torno desse valor, o número de discordâncias ancoradas deve passar por um
máximo. Isto pode ser atribuído à maior difusividade do carbono com a temperatura
(fenômeno termicamente ativado). A diferença nos dois aços é que na temperatura de
150ºC para o aço BH220, conforme avaliado anteriormente, uma possível explicação
estaria no fato da temperatura de bobinamento ser menor, o que proporciona formação
de precipitados finos, uma vez que não há tempo suficiente para a precipitação se
completar.
Figura 23 – Análise do índice de BH com o tempo para os aços BH180 e BH220
para temperatura de envelhecimento de 170ºC e 2% de deformação.
64
Figura 24 – Análise do índice de BH com a pré-deformação para os aços BH180 e
BH220 para 20 min. de envelhecimento a 170ºC.
Figura 25 – Análise do índice de BH com o temperatura para os aços BH180 e BH220
com 2% de deformação e 20 minutos de envelhecimento.
Partindo da condição padrão para ensaio de aços BH, com tempo de encharque
de 20 minutos a uma temperatura 170º, no material pré-deformado a 2%, onde o valor
de BH médio é de 49,0 MPa para o aço BH180 e de 45,0 MPa para o aço BH220,
pode-se quantificar a influência de cada variável como mostrado na Tabela 8.
65
Tabela 8 - A Comparação do valor médio do IBH para cada condição analisada no
tipo de aço.
1
2
4
8
10
20
30
40
10
20
30
40
10
20
30
40
10
20
30
40
10
20
30
40
190
0
Tempo (min.)
-17
-8
-4
-6
-9
-7
-9
-4
-11
-4
-10
-3
-5
-2
-6
-1
-10
5
-6
-5
Pré - deformação (%)
-14
-16
-11
-16
-13
-12
-9
-11
-1
0
-8
-8
-6
-4
-1
-4
9
4
-9
-10
170
8
-46
-35
-35
-29
-17
-15
-12
-19
-10
-19
-10
-11
-3
-7
-6
-6
10
13
6
4
AÇO BH220
Temperatura (ºC)
150
4
190
2
170
1
10
20
30
40
10
20
30
40
10
20
30
40
10
20
30
40
10
20
30
40
150
0
IBH abaixo do Padrão e no limite do
especificado
IBH abaixo do Padrão e fora do
especificado
AÇO BH180
Temperatura (ºC)
Tempo (min.)
Pré - deformação (%)
IBH acima do Padrão e dentro do
especificado
IBH abaixo do Padrão e dentro do
especificado
-39
-28
-28
-23
-10
-7
-7
-11
24
19
6
6
1
1
-6
-3
-6
-6
-3
-7
-36
-15
-7
0
-6
-5
-4
-2
-3
0
0
5
3
1
-2
1
13
12
14
8
-4
5
1
17
-8
0
1
2
-6
0
-1
8
2
3
4
7
13
12
13
14
Nota-se que para os aço BH180 e BH220 houve variação no valor de BH em
relação a condição proposta em norma, conforme mencionado anteriormente, mas os
valores encontrados estão dentro do especificado em norma com o IBH de 30MPa
mínimo exceto na temperatura de 150ºC onde não ocorreu a pré-deformação e no aço
BH220 na temperatura de 170ºC com 10 minutos e sem pré-deformação.
Pode-se avaliar que as variáveis tempo, pré-deformação e temperatura
influenciam diretamente nos valores de BH podendo ser importante após a prédeformação ou comprometer aplicação antes da pré-deformação.
66
4.4 Estudo do envelhecimento nos aços BH180 e BH220.
O objetivo deste trabalho foi comparar os dois testes de envelhecimento sendo
natural e artificial. Na condição natural, as amostras foram avaliadas por um período
de seis meses, sendo analisadas as propriedades mecânicas do material todas as
semanas. Na condição artificial, foram analisadas diferentes temperaturas e período de
tempo. Durante seis meses, em todas as semanas, foram avaliadas as propriedades do
material através dos ensaios de tração conforme mencionado no item 3.4.
4.4.1 Envelhecimento natural
O desempenho do material foi investigado por meio de ensaios, e depois do
período de seis meses, foi possível avaliar um incremento no limite de escoamento
com a redução do alongamento, não sendo significante para a garantia desejada em
norma.
Entretanto, presume-se para os dois aços estudados, que os átomos de carbono em
solução migrado para atmosfera de Cotrell durante o envelhecimento, os solutos de
carbono disponíveis para o endurecimento durante a cura, deverá ser diminuído. O
efeito do envelhecimento depende do excesso de carbono em solução.
Nas Figuras 26, 27, 29 e 30 foram mostrados os resultados do limite de
escoamento e alongamento na temperatura ambiente e na escala laboratorial nas
mesmas condições do aço BH180, sendo que nas Figuras 28 e 31 foram plotados os
resultados dos dois ensaios, fazendo uma regressão. Pode-se notar que não houve uma
variação significativa que pudesse comprometer a aplicação do aço BH180.
67
Figura 26 – Gráfico do limite de escoamento com o tempo de envelhecimento do
aço BH180.
Figura 27 – Gráfico do limite de escoamento com o tempo de envelhecimento do
aço BH180.
68
Figura 28 – Gráfico com a regressão linear do limite de escoamento com o tempo
do aço BH180 (Envelhecimento natural e artificial).
Figura 29 – Gráfico do alongamento com o tempo do aço BH180 (Envelhecimento
natural).
69
Figura 30 – Gráfico do alongamento com o tempo do aço BH180 (Envelhecimento
artificial simulando a condição natural).
Figura 31 – Gráfico com a regressão linear do alongamento com o tempo do aço
BH180 (Envelhecimento natural e artificial).
Nas Figuras 32, 33, 35 e 36 foram mostrados os resultados do limite de escoamento e
alongamento na temperatura ambiente e na escala laboratorial nas mesmas condições
do aço BH220, sendo que nas Figuras 34 e 37 foram plotados os resultados dos dois
ensaios, fazendo uma regressão. Pode-se notar que não houve uma variação
significativa que pudesse comprometer a aplicação do aço BH220.
70
Figura 32 – Gráfico do limite de escoamento com o tempo do aço BH220
(Envelhecimento natural).
Figura 33 – Gráfico do limite de escoamento com o tempo do aço BH220
(Envelhecimento artificial simulando a condição natural).
71
Figura 34 – Gráfico com a regressão linear do limite de escoamento com o tempo do
aço BH220 (Envelhecimento natural e artificial).
Figura 35 – Gráfico do alongamento com o tempo do aço BH180 (condição natural).
72
Figura 36 – Gráfico do alongamento com o tempo do aço BH180(Envelhecimento
artificial simulando a condição natural).
Figura 37 – Gráfico com a regressão linear do alongamento com o tempo do aço
BH220 (Envelhecimento natural e artificial).
Nas Figuras 28 e 37, observou-se uma dispersão dos valores em relação as
Figuras 31 e 34, podendo ser justificado pela quantidade de átomos carbono em
solução para formação da atmosfera de Cotrell ser diferente na região onde foram
retirados os CP´s para ensaio.
73
4.4.2 Envelhecimento artificial
O desempenho do material foi analisado, fazendo simulação de diferentes
condições de tempo na temperatura de 100ºC conforme a Tabela 3.
A simulação do envelhecimento artificial é muito importante para garantia dos
resultados reais e ganho do tempo na realização dos testes.
Visando a interação da simulação do ensaio artificial com o ensaio natural foi
apresentado na Tabela 9.
Tabela 9 - A relação entre o envelhecimento natural e artificial
30 ° C (Natural)
100 ° C (Artificial)
180 dias
360 minutos
120 dias
240 minutos
90 dias
180 minutos
60 dias
120 minutos
30 dias
60 minutos
15 dias
30 minutos
Os resultados encontrados nas Figuras 38, 39, 42 e 43 da simulação artificial na
temperatura de 100ºC, foi observado que nas variáveis limite de escoamento e
alongamento, não ocorreram uma alteração que pudessem comprometer a
conformação. Avaliando os resultados do comportamento dos dois aços estudados, a
garantia do tempo de envelhecimento pode ser de seis meses sem comprometimento
das variáveis requisitadas em norma.
Avaliando os resultados encontrados nas Figuras 40, 41, 44 e 45 dos ensaios do
envelhecimento natural com os resultados da simulação artificial na temperatura de
100ºC, o intervalo é pequeno, considerando as variáveis que são o limite de
escoamento e alongamento, sendo mais sensíveis a alteração. Portanto pode-se
74
observar que a simulação artificial é compatível com os resultados encontrados e é
fundamental na antecipação da análise para obtenção dos dados requisitados.
Figura 38 – Gráfico do limite de escoamento com o tempo do aço BH180
(Simulação artificial).
Figura 39 – Gráfico do alongamento com o tempo do aço BH180 (Simulação
artificial).
75
Figura 40 – Gráfico com a regressão linear do limite de escoamento com o tempo
do aço BH180 (Envelhecimento natural e simulação artificial).
Figura 41 – Gráfico com a regressão linear do alongamento com o tempo do aço
BH180 (Envelhecimento natural e simulação artificial).
76
Figura 42 – Gráfico do limite de escoamento com o tempo do aço BH220
(Envelhecimento artificial).
Figura 43 – Gráfico do alongamento com o tempo do aço BH220 (Envelhecimento
artificial).
77
Figura 44 – Gráfico com a regressão linear do limite de escoamento com o tempo
do aço BH220 (Envelhecimento natural e simulação artificial).
Figura 45– Gráfico com a regressão linear do alongamento com o tempo do aço
BH220 (Envelhecimento natural e simulação artificial).
4.5 Caracterização microestrutural
Foram efetuadas como ilustração a análise metalográfica nas condições que o
material foi produzido representadas nas Figuras 52 e 53 e nas condições após seis
meses de estoque representadas nas Figuras 54 e 55. Como pode-se observar, não
houve alteração da estrutura e granulação.
78
Figura 46 – Análise metalográfica do aço BH 180 BH. Ataque Nital 2%
Ampliação: 200x .Tamanho de grão – 8,0 ASTM (Condições antes da
estocagem)
Figura 47 – Análise metalográfica do aço BH 220 BH. Ataque Nital 2%
Ampliação: 200x .Tamanho de grão – 9,5 ASTM (Condições antes da
estocagem)
79
Figura 48 – Análise metalográfica do aço BH 180 BH. Ataque Nital 2%
Ampliação: 200x. Tamanho de grão – 8,0 ASTM (Condições após estocagem)
Figura 49 – Análise metalográfica do aço BH 220 BH. Ataque Nital 2%
Ampliação: 200x. Tamanho de grão – 9,5 ASTM (Condições após estocagem)
80
5 CONCLUSÕES E COMENTÁRIOS
As principais conclusões obtidas neste trabalho foram:
•
Para qualquer dos aços estudados, temperatura ou pré-deformação ou tempo,
o valor de BH é normalmente maior no aço BH180 na pré-deformação de 8%
entre 10 e 20min com a temperatura. No aço BH220, o valor é normalmente
maior na pré-deformação de 2% com o tempo na temperatura de 150ºC e na
pré-deformação de 8% com o tempo nas temperaturas de 170ºC e 190ºC.
Verificado no aço BH220 um aumento do valor de BH sem pré-deformação
no tempo de 40min na temperatura de 190ºC.
•
Para qualquer dos aços estudados, temperatura ou deformação o valor de BH
é geralmente incrementado com o tempo da cura no forno.
•
Para qualquer dos aços estudados, o valor de BH é acrescido com a
temperatura.
•
A utilização de aços BH sem uma pré-deformação não gera aumento
excessivo no BH, mas ocorre dispersão dos valores.
•
No valor de BH, a variável que mais influência é a pré-deformação.
•
A temperatura de tratamento tem uma influência moderada e crescente sobre
o BH, sendo mais evidente para o aço BH220.
•
A qualidade do aço ultra baixo carbono semi-estabilizado ao nióbio, o aço
Bake Hardening depende principalmente do controle dos solutos de carbono
em solução.
•
Avaliando a condição padrão para o ensaio do índice de BH para os aços
estudados, verificou-se que os valores estão dentro do especificado em
norma.
•
Os aços estudados não parecem exercer grande influência sobre o
envelhecimento após a produção no período de tempo avaliado.
•
Baseado nas análises, depois do período de seis meses, as propriedades do
material, o aumento do limite de escoamento é de aproximadamente 12 MPa,
e este incremento moderado pode ser justificado pelo controle dos solutos de
81
carbono em solução sólida produzido com nióbio. Em contra parte ocorre
uma diminuição considerável do alongamento.
•
Os resultados encontrados na simulação artificial em comparação com o
ensaio natural foram próximos com uma pequena dispersão e terá grande
contribuição na agilização dos ensaios.
•
A simulação artificial na temperatura de 100ºC em 1h, será um bom teste
para estudar o comportamento do envelhecimento dos aços BH, devido o
tempo de estocagem nas empresas.
82
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86
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88
ANEXOS
Curvas Tensão-deformação do aço BH180
89
90
91
Curvas Tensão-deformação do aço BH220/BZ
92
93
94
ANEXO B
Resultados da simulação natural (envelhecimento)
AÇO
CP´S
LOCAL
T (°C)
TEMPO (min.)
TEMPO (h)
TEMPO (dia)
LE
(MPa)
AL
(%)
180 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
10080
168
7
191
48
180 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
10080
168
7
194
45
180 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
20160
336
14
195
45
180 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
20160
336
14
194
45
180 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
30240
504
21
196
40
180 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
30240
504
21
196
42
180 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
40320
672
28
192
29
180 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
40320
672
28
194
41
180 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
50400
840
35
195
39
180 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
50400
840
35
196
41
180 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
60480
1008
42
198
37
180 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
60480
1008
42
194
43
180 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
70560
1176
49
197
41
180 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
70560
1176
49
195
42
180 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
80640
1344
56
192
40
180 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
80640
1344
56
195
42
180 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
90720
1512
63
194
40
180 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
90720
1512
63
196
42
180 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
100800
1680
70
191
40
180 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
100800
1680
70
191
41
180 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
110880
1848
77
199
41
180 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
110880
1848
77
198
40
180 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
120960
2016
84
197
33
180 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
120960
2016
84
196
42
180 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
141120
2352
98
196
41
180 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
141120
2352
98
195
42
180 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
161280
2688
112
192
43
180 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
161280
2688
112
194
42
180 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
181440
3024
126
193
43
180 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
181440
3024
126
192
42
180 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
201600
3360
140
197
41
180 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
201600
3360
140
198
41
180 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
221760
3696
154
197
38
180 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
221760
3696
154
199
38
180 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
241920
4032
168
195
39
180 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
241920
4032
168
196
39
180 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
262080
4368
182
194
42
180 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
262080
4368
182
196
42
180 BH GI
CP 1
DEPOSITO
25
10080
168
7
191
48
180 BH GI
CP 2
DEPOSITO
25
10080
168
7
194
45
180 BH GI
CP 1
DEPOSITO
25
20160
336
14
193
44
180 BH GI
CP 2
DEPOSITO
25
20160
336
14
194
46
95
180 BH GI
CP 1
DEPOSITO
25
30240
504
21
196
40
180 BH GI
CP 2
DEPOSITO
25
30240
504
21
196
42
180 BH GI
CP 1
DEPOSITO
25
40320
672
28
202
33
180 BH GI
CP 2
DEPOSITO
25
40320
672
28
199
41
180 BH GI
CP 1
DEPOSITO
25
50400
840
35
196
44
180 BH GI
CP 2
DEPOSITO
25
50400
840
35
191
43
180 BH GI
CP 1
DEPOSITO
25
60480
1008
42
189
42
180 BH GI
CP 2
DEPOSITO
25
60480
1008
42
193
42
180 BH GI
CP 1
DEPOSITO
25
70560
1176
49
194
44
180 BH GI
CP 2
DEPOSITO
25
70560
1176
49
195
44
180 BH GI
CP 1
DEPOSITO
25
80640
1344
56
197
42
180 BH GI
CP 2
DEPOSITO
25
80640
1344
56
198
44
180 BH GI
CP 1
DEPOSITO
30
90720
1512
63
195
48
180 BH GI
CP 2
DEPOSITO
30
90720
1512
63
195
42
180 BH GI
CP 1
DEPOSITO
30
100800
1680
70
198
42
180 BH GI
CP 2
DEPOSITO
30
100800
1680
70
198
44
180 BH GI
CP 1
DEPOSITO
30
110880
1848
77
196
41
180 BH GI
CP 2
DEPOSITO
30
110880
1848
77
199
41
180 BH GI
CP 1
DEPOSITO
30
120960
2016
84
195
48
180 BH GI
CP 2
DEPOSITO
30
120960
2016
84
194
46
180 BH GI
CP 1
DEPOSITO
30
141120
2352
98
195
41
180 BH GI
CP 2
DEPOSITO
30
141120
2352
98
198
45
180 BH GI
CP 1
DEPOSITO
30
161280
2688
112
196
45
180 BH GI
CP 2
DEPOSITO
30
161280
2688
112
195
44
180 BH GI
CP 1
DEPOSITO
35
181440
3024
126
209
41
180 BH GI
CP 2
DEPOSITO
35
181440
3024
126
197
44
180 BH GI
CP 1
DEPOSITO
35
201600
3360
140
196
39
180 BH GI
CP 2
DEPOSITO
35
201600
3360
140
195
43
180 BH GI
CP 1
DEPOSITO
35
221760
3696
154
200
34
180 BH GI
CP 2
DEPOSITO
35
221760
3696
154
195
36
180 BH GI
CP 1
DEPOSITO
35
241920
4032
168
198
41
180 BH GI
CP 2
DEPOSITO
35
241920
4032
168
194
40
180 BH GI
CP 1
DEPOSITO
35
262080
4368
182
195
40
180 BH GI
CP 2
DEPOSITO
35
262080
4368
182
197
40
AÇO
CP´S
LOCAL
T (°C)
TEMPO (h)
TEMPO (dia)
LE (MPa)
AL
(%)
220 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
10080
168
7
229
34
220 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
10080
168
7
228
39
220 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
20160
336
14
229
37
220 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
20160
336
14
232
36
220 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
30240
504
21
229
36
220 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
30240
504
21
232
37
220 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
40320
672
28
228
39
220 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
40320
672
28
227
36
220 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
50400
840
35
232
35
220 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
50400
840
35
231
36
220 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
60480
1008
42
229
36
220 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
60480
1008
42
225
36
220 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
70560
1176
49
230
38
220 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
70560
1176
49
231
36
TEMPO (min.)
96
220 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
80640
1344
56
228
38
220 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
80640
1344
56
230
36
220 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
90720
1512
63
227
35
220 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
90720
1512
63
229
34
220 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
100800
1680
70
230
38
220 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
100800
1680
70
228
39
220 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
110880
1848
77
232
37
220 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
110880
1848
77
229
37
220 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
120960
2016
84
226
36
220 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
120960
2016
84
233
29
220 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
141120
2352
98
231
31
220 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
141120
2352
98
227
35
220 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
161280
2688
112
226
35
220 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
161280
2688
112
229
36
220 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
181440
3024
126
229
31
220 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
181440
3024
126
229
34
220 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
201600
3360
140
229
32
220 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
201600
3360
140
231
30
220 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
221760
3696
154
232
34
220 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
221760
3696
154
231
36
220 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
241920
4032
168
248
33
220 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
241920
4032
168
248
32
220 BH GI
CP 1
ESTUFA
40
262080
4368
182
250
32
220 BH GI
CP 2
ESTUFA
40
262080
4368
182
250
32
220 BH GI
CP 1
DEPOSITO
25
10080
168
7
229
34
220 BH GI
CP 2
DEPOSITO
25
10080
168
7
228
39
220 BH GI
CP 1
DEPOSITO
25
20160
336
14
224
37
220 BH GI
CP 2
DEPOSITO
25
20160
336
14
230
37
220 BH GI
CP 1
DEPOSITO
25
30240
504
21
231
36
220 BH GI
CP 2
DEPOSITO
25
30240
504
21
226
36
220 BH GI
CP 1
DEPOSITO
25
40320
672
28
230
39
220 BH GI
CP 2
DEPOSITO
25
40320
672
28
229
41
220 BH GI
CP 1
DEPOSITO
25
50400
840
35
233
35
220 BH GI
CP 2
DEPOSITO
25
50400
840
35
232
37
220 BH GI
CP 1
DEPOSITO
25
60480
1008
42
228
40
220 BH GI
CP 2
DEPOSITO
25
60480
1008
42
230
37
220 BH GI
CP 1
DEPOSITO
25
70560
1176
49
232
36
220 BH GI
CP 2
DEPOSITO
25
70560
1176
49
229
36
220 BH GI
CP 1
DEPOSITO
25
80640
1344
56
227
35
220 BH GI
CP 2
DEPOSITO
25
80640
1344
56
230
36
220 BH GI
CP 1
DEPOSITO
30
90720
1512
63
232
37
220 BH GI
CP 2
DEPOSITO
30
90720
1512
63
228
40
220 BH GI
CP 1
DEPOSITO
30
100800
1680
70
229
35
220 BH GI
CP 2
DEPOSITO
30
100800
1680
70
231
37
220 BH GI
CP 1
DEPOSITO
30
110880
1848
77
232
37
220 BH GI
CP 2
DEPOSITO
30
110880
1848
77
228
37
220 BH GI
CP 1
DEPOSITO
30
120960
2016
84
233
35
220 BH GI
CP 2
DEPOSITO
30
120960
2016
84
228
33
220 BH GI
CP 1
DEPOSITO
30
141120
2352
98
229
35
220 BH GI
CP 2
DEPOSITO
30
141120
2352
98
229
37
220 BH GI
CP 1
DEPOSITO
30
161280
2688
112
228
36
220 BH GI
CP 2
DEPOSITO
30
161280
2688
112
230
35
220 BH GI
CP 1
DEPOSITO
35
181440
3024
126
232
37
97
220 BH GI
CP 2
DEPOSITO
35
181440
3024
126
228
37
220 BH GI
CP 1
DEPOSITO
35
201600
3360
140
230
31
220 BH GI
CP 2
DEPOSITO
35
201600
3360
140
229
31
220 BH GI
CP 1
DEPOSITO
35
221760
3696
154
231
36
220 BH GI
CP 2
DEPOSITO
35
221760
3696
154
230
34
220 BH GI
CP 1
DEPOSITO
35
241920
4032
168
229
36
220 BH GI
CP 2
DEPOSITO
35
241920
4032
168
232
37
220 BH GI
CP 1
DEPOSITO
35
262080
4368
182
230
34
220 BH GI
CP 2
DEPOSITO
35
262080
4368
182
231
37
Resultados da simulação artificial (envelhecimento)
AÇO
CP´S
LOCAL
T (°C)
TEMPO (min.)
LE (MPa)
AL (%)
180 BH GI
CP 1
ARTIFICIAL
100
30
196
44
180 BH GI
CP 2
ARTIFICIAL
100
30
195
43
180 BH GI
CP 1
ARTIFICIAL
100
60
192
41
180 BH GI
CP 2
ARTIFICIAL
100
60
192
42
180 BH GI
CP 1
ARTIFICIAL
100
120
196
43
180 BH GI
CP 2
ARTIFICIAL
100
120
194
40
180 BH GI
CP 1
ARTIFICIAL
100
180
197
41
180 BH GI
CP 2
ARTIFICIAL
100
180
192
40
180 BH GI
CP 1
ARTIFICIAL
100
240
193
40
180 BH GI
CP 2
ARTIFICIAL
100
240
194
40
180 BH GI
CP 1
ARTIFICIAL
100
360
196
41
180 BH GI
CP 2
ARTIFICIAL
100
360
196
42
AÇO
CP´S
LOCAL
T (°C)
TEMPO (min.)
LE (MPa)
AL (%)
220 BH GI
CP 1
ARTIFICIAL
100
30
224
36
220 BH GI
CP 2
ARTIFICIAL
100
30
224
39
220 BH GI
CP 1
ARTIFICIAL
100
60
224
39
220 BH GI
CP 2
ARTIFICIAL
100
60
223
39
220 BH GI
CP 1
ARTIFICIAL
100
120
230
37
220 BH GI
CP 2
ARTIFICIAL
100
120
228
38
220 BH GI
CP 1
ARTIFICIAL
100
180
224
36
220 BH GI
CP 2
ARTIFICIAL
100
180
226
36
220 BH GI
CP 1
ARTIFICIAL
100
240
229
36
220 BH GI
CP 2
ARTIFICIAL
100
240
230
35
220 BH GI
CP 1
ARTIFICIAL
100
360
229
39
220 BH GI
CP 2
ARTIFICIAL
100
360
228
39